T.C. ULUDAĞ ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ ARAÇLARDAKİ BAĞLAMA CIVATALARINDAKİ FONKSİYON KAYIPLARININ İNCELENMESİ Nihal AKPINAR YÜKSEK LİSANS TEZİ ARAÇLARDAKİ BAĞLAMA CIVATALARINDAKİ FONKSİYON KAYIPLARININ İNCELENMESİ Nihal AKPINAR T.C. ULUDAĞ ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ ARAÇLARDAKİ BAĞLAMA CIVATALARINDAKİ FONKSİYON KAYIPLARININ İNCELENMESİ Nihal AKPINAR Yrd. Doç. Dr. Erol SOLMAZ (Danışman) YÜKSEK LİSANS TEZİ OTOMOTİV MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI BURSA - 2016 U.Ü. Fen Bilimleri Enstitüsü, tez yazım kurallarına uygun olarak hazırladığım bu tez çalışmasında; - tez içindeki bütün bilgi ve belgeleri akademik kurallar çerçevesinde elde ettiğimi, - görsel, işitsel ve yazılı tüm bilgi ve sonuçları bilimsel ahlak kurallarına uygun olarak sunduğumu, - başkalarının eserlerinden yararlanılması durumunda ilgili eserlere bilimsel normlara uygun olarak atıfta bulunduğumu, - atıfta bulunduğum eserlerin tümünü kaynak olarak gösterdiğimi, - kullanılan verilerde herhangi bir tahrifat yapmadığımı, - ve bu tezin herhangi bir bölümünü bu üniversite veya başka bir üniversitede başka bir tez çalışması olarak sunmadığımı beyan ederim. ../../2016 İmza Ad ve Soyadı ÖZET Yüksek Lisans Tezi ARAÇLARDAKİ BAĞLAMA CIVATALARINDAKİ FONKSİYON KAYIPLARININ İNCELENMESİ Nihal AKPINAR Uludağ Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü Otomotiv Mühendisliği Anabilim Dalı Danışman: Yrd. Doç. Dr. Erol SOLMAZ Bu çalışmada, titreşim altındaki cıvata bağlantılarında meydana gelen tork kayıpları incelenmiştir. Önce konu ilgili literatür araştırmaları yapılmış, daha önce yapılan çalışmalarda kullanılan yöntemler incelenmiştir. Daha önceki araştırmalarda kullanılan Junker Test Cihazı üzerinde durulmuş, bu test cihazına benzer fakat eksenel titreşimin yanında dikey yönde titreşim sağlayan bir cihazın yapılması öngörülmüştür. İstenilen test cihazının özellikleri belirlenmiş ve cihaz tasarlanıp üretilmiştir. Üretilen test cihazında çeşitli parametrelerde testler yapılmış ve sonuçlar analiz edilmiştir. Anahtar Kelimeler: cıvata, cıvata gevşemesi, cıvata sıkma torku 2016,x + 69 sayfa. i ABSTRACT MSc Thesis INVESTIGATION OF THE FUNCTION LOSSES CONNECTING BOLTS ON VEHICLES Nihal AKPINAR Uludag University Graduade School of Natural And Applied Sciences Department of Automotive Engineering Supervisor: Yrd. Doç. Dr. Erol SOLMAZ In this study, the torque loss of bolted connections under vibration has been investigated. First, detailed literature search has been made and test methods of previous studies have been investigated. Junker Testing equipment which was used in previous studies, is considered but it is decided to make a new testing equipment which provides vertical vibration beside of axial vibration. Properties of desired testing equipment has been decided. Then, the equipment designed and produced. A series of tests have been performed with the new testing equipment and results have been reported. Key words: bolt, bolt nut loosening, bolt thightening torque 2016,x + 69 pages. ii TEŞEKKÜR Yüksek lisans öğrenimim için beni Otomotiv Mühendisliği bölümüne yönlendiren lisans hocam Doç. Dr. Mehmet YETMEZ’e, literatür araştırmalarımda bana yardımcı olan hocam Doç. Dr. Kadir ÇAVDAR’a, tez çalışmam boyunca bana her türlü desteği sağlayan hocam Yrd. Doç. Dr. Erol SOLMAZ’a, yüksek lisans eğitimim boyunca ders aldığım çok değerli hocalarıma, beni her zaman destekleyen arkadaşlarıma ve yaşamım boyunca bana her zaman güvenen, maddi ve manevi her zaman yanımda olan, beni destekleyen aileme, üzerimde emeği olan tüm hocalarıma ve tezimi bitirmemde bana yardımcı olan ağabeyim Burak BEŞLER’e teşekkürlerimi sunarım. Nihal AKPINAR ../../2016 iii İÇİNDEKİLER 1. GİRİŞ ............................................................................................................................. 1 2. KAYNAK ARAŞTIRMASI ......................................................................................... 3 3. MATERYAL VE YÖNTEM ...................................................................................... 15 3.1. Cıvata Bağlantıları ................................................................................................... 15 3.2. Cıvata Çeşitleri ......................................................................................................... 15 3.3. Cıvataların Kullanım Alanları .................................................................................. 17 3.4. Avantajları ve Dezavantajları ................................................................................... 17 3.5. Cıvata Bağıntıları ..................................................................................................... 17 3.6. Standart Vida Boyutları ............................................................................................ 20 3.7. Cıvata Bağlantılarındaki Kuvvet ve Moment .......................................................... 22 3.7.1. Cıvata bağlantılarında gerekli olan kuvvet ve momentin hesaplanması ............... 22 3.7.2. Cıvata Bağlantılarında Otoblokaj (Kilitlenme) ..................................................... 26 3.8. Ön Gerilmeli Cıvata Bağlantıları ............................................................................. 26 3.8.1. Cıvatanın kuvvet altında fonksiyonu .................................................................... 27 3.8.1.1. Birinci durum (montaj hali) ................................................................................... 28 3.8.1.2. İkinci durum (işletmedeki hal) ........................................................................... 31 3.8.2. Cıvataların rijitliğinin hesabı................................................................................. 34 3.8.3. Parçaların rijitliğinin hesabı .................................................................................. 36 3.8.4. Cıvatadaki Gerilmeler ........................................................................................... 37 3.8.5. Şafttaki Eşdeğer Gerilme ...................................................................................... 39 3.8.6. Cıvata Sıkma Yöntemleri ve Sıkma Faktörü ........................................................ 40 3.8.7. Oturma Olayı ......................................................................................................... 43 3.8.8 Dinamik Yük Altında Sürekli Mukavemet ............................................................ 45 iv 3.9. Cıvata Bağlantılarında Vida Üzerinden Kuvvet İletimi ........................................... 46 3.10. Cıvatanın Hesaplanması ve Seçimi ........................................................................ 48 3.10.1. Pratikte kuvvet oranının kabaca kabulü .............................................................. 48 3.11. Cıvata Bağlantılarında Gevşeme Önlemleri........................................................... 49 3.11.1. Yalnız gevşemeye karşı önlemler ....................................................................... 49 3.11.1.1. Kendiliğinden çözülme olayı ........................................................................... 49 3.11.1.2. Bir cıvata bağının kendi kendine çözülme nedenleri ....................................... 50 3.11.1.3. Kendiliğinden gevşemeye karşı konstruktif önlemler ...................................... 51 3.11.2. Gevşemeden doğan kayıplara karşı önlemler ...................................................... 53 4. ARAŞTIRMA BULGULARI ..................................................................................... 56 4.1. Test Cihazları ........................................................................................................... 58 5. SONUÇLAR VE YORUMLAR ................................................................................. 61 6. KAYNAKLAR ............................................................................................................ 65 EK 1 - Metrik ISO-Standart dişli vidalar (ISO 68 ; DIN 13 T1 ; TS61/3) ..................... 68 ÖZGEÇMİŞ .................................................................................................................... 69 v SİMGELER DİZİNİ Simgeler Açıklama o α Helis açısı ( ) o β Tepe açısı ( ) ρ Sürtünme açısı o( ) d Cıvatanın dış çapı (nominal çap) (mm) d2 Cıvatanın ortalama çapı (mm) d3 Cıvatanın diş dibi çapı (mm) D Somunun nominal çapı (mm) D1 Somunun diş başı çapı (mm) D2 Somunun otalama çapı (mm) DA Basıya zorlandığı varsayılan bölgenin en büyük çap (mm) DB Delik çapı (mm) dk Cıvata başının parçaya temas çap (mm) f Cıvatanın sehimi (mm) H Üçgen profilin teorik yüksekliği (mm) H1 Yük taşıyıcı derinlik (mm) IK Cıvata-somun arasında sıkıştırılan parça kalınlığı (mm) IS Masif cıvata bağlantılarında oturma miktarı (mm) LSı Sıkılan parçaların boyu (mm) P Diş adımı (hatve) (mm) rA Somun oturma yüzeyinin ortalama çapı (mm) ƖC Cıvatanın ilk boyu (mm) ƖP Cıvata şaftının uzunluğu (mm) ΔƖC, fC Cıvatanın uzama miktarı (mm) ΔƖP, fP Sıkıştırılan parçanın kısalma miktarı (mm) A3 Cıvata eşit alanı 2 (mm ) 2 AC Cıvatanın kesit alanı (mm ) AS Gerilme kesiti 2 (mm ) AGE Cıvatanın gerilim kesit alanı 2 (mm ) A 2GEger Cıvatanın gerekli gerilim kesit alanı (mm ) 4 Iy Cıvatanın eylemsizlik momenti (mm ) F Cıvataya eksenel yönde etkiyen kuvvet (N) Fʹ Tepe açısı sıfırdan farklı olan vidalarda oluşan normal (N) kuvvet FB Cıvata ekseni doğrultusunda boyuna kuvvet (N) FE Cıvata eksenine dik enine kuvvet (N) FİŞ Cıvata ekseni doğrultusunda işletme kuvveti (N) FK Oturmadan dolayı kaybolan kuvvet (N) FM İşletme esnasında cıvataya etkiyen maksimum kuvvet (N) Fmaks Cıvataya gelen maksimum kuvvet (N) FN Normal kuvvet (N) Fön Ön gerilme kuvveti (N) v i FÖʹ Geri kalan ön gerilme kuvveti (N) FR Bileşke kuvvet (N) Ft Çevre kuvveti (N) FZ İşletme kuvveti bası kuvveti olduğunda, cıvata ters yönde (N) etkiyen ek kuvvet FM min En küçük montaj kuvveti (N) FM maks En büyük montaj kuvveti (N) MA Sürtünmeden kaynaklanan ek moment (N.m) MÇ Cıvatayı çözmek için gereken moment (N.m) MG Cıvatayı sıkmak veya sökmek için anahtarın uygulaması (N.m) gereken moment MS Fön kuvveti altında sıkmak için gerekli toplam moment (N.m) MSC Bir cıvatanın sıkılması için gerekli toplam moment (N.m) Σ Gerilme değeri 2(N/mm ) σÇ Cıvatadaki çeki gerilmesi 2 (N/mm ) σ 2eş Eşdeğer gerilme (N/mm ) τ Burulma gerilmesi 2(N/mm ) 2 E Elastisite modülü(Young modülü) (N/m ) Rp0,2 Cıvata malzemesinin garantili akma mukavemet değeri (N/mm 2) Μ Sürtünme katsayısı μʹ Tepe açısı sıfırdan farklı olan vidalarda oluşan sürtünme katsayısı μB Cıvata başı ve somunun temas yüzeylerindeki sürtünme katsayısı Kuvvet oranı ' Basit kuvvet oranı αm Vida eğimi Cc Cıvataların rijitliği Cp Plakaların rijitliği N Kuvvet dağılım faktörü Birim uzama vii ŞEKİLLER DİZİNİ Sayfa Şekil 1. Gevşemeye karşı test sonuçları ............................................................................ 6 Şekil 2. Yağlı ve kuru durumda sıkma kuvveti ................................................................. 7 Şekil 3. Sıkma boyunun, yük çevrimine bağlı ön yüklemeye etkileri............................... 8 Şekil 4. Çeşitli kilitlemeli vida bağlantı elemanlarının farklı sıkma kuvveti altındaki gevşeme özellikleri .......................................................................................................... 10 Şekil 5. Kendiliğinden gevşeme üzerinde diş sürtünme katsayısının etkisi .................... 13 Şekil 6. Deneysel DSIP düzeneği .................................................................................... 14 Şekil 7. Cıvata kısımları .................................................................................................. 15 Şekil 8. Çok kullanılan vida çeşitleri .............................................................................. 16 Şekil 9. Cıvata çeşitleri.................................................................................................... 16 Şekil 10. Vida helisinin oluşumu .................................................................................... 18 Şekil 11. Vidaya ait çaplar .............................................................................................. 19 Şekil 12. Cıvata ve somunda a) metrik b) trapez vidalar ................................................ 19 Şekil 13. Dikdörtgen profilli bir vidada kuvvet durumu a)sürtünmesiz(somunun sıkılması); b)sürtünmeli(somunun sıkılması); c)sürtünmeli(somunun çözülmesi) ......... 22 Şekil 14. Sivri vidada kuvvet durumu ............................................................................. 24 Şekil 15. Bağlantı cıvatası ............................................................................................... 27 Şekil 16. Ön gerilmeli cıvata bağlantısı .......................................................................... 27 Şekil 17. Ön gerilme diyagramı ...................................................................................... 29 Şekil 18. Ön gerilmeli cıvata ile sıkılan parçalar ............................................................ 30 Şekil 19. Ön gerilmeli cıvatanın işletmedeki hali ........................................................... 31 Şekil 20. Ön gerilmeli cıvatada kuvvet ve deformasyonlar ............................................ 31 viii Şekil 21. İşletme kuvveti bası kuvveti olan ön gerilmeli cıvata bağlantısı ..................... 33 Şekil 22. Normal cıvata (solda) ve uzar cıvata (sağda) ................................................... 34 Şekil 23. Uzar cıvata ....................................................................................................... 35 Şekil 24. İnce cidarlı silindir ........................................................................................... 36 Şekil 25. Oturmanın sebep olduğu deformasyon değişimi ............................................. 44 Şekil 26. Vidada deformasyonlar ve cıvatada gerilme dağılımı a)Standart somun b) Somunun alt yüzeyine yuva açılarak somun esnekleştirilmiş, ilk dişte gerilim azaltılmış c) Çeki somunu, dişlerde gerilim dağılımı düzgün ......................................................... 47 Şekil 27. Kendiliğinden çözülme nedenleri .................................................................... 51 Şekil 28. Cıvata gevşemelerine karşı alınabilecek önlemler ........................................... 55 Şekil 29. Junker test düzeneği ......................................................................................... 56 Şekil 30. Sıkma kuvvetindeki düşüşler ........................................................................... 57 Şekil 31. Junker’e göre cıvata bağının çözülme sürecinin gösterimi .............................. 58 Şekil 32. Junker test cihazı şeması, 1: Ayarlı eksantrik, 2: Bağlama parçası, 3: Yanal yük ölçme elemanı, 4: Bağlama plakası, 5: Çözülme sensörü, 6: İndüktif yer değiştirme sensörü, 7: Test edilen cıvata, 8: Gövde ......................................................................... 59 Şekil 33. Zwickau Üniversitesi cıvata çözülmesi araştırma standı ................................. 59 ix ÇİZELGELER DİZİNİ Sayfa Çizelge 1. Cıvataların sınıflandırılması ........................................................................... 15 Çizelge 2. Standart vida boyutları ................................................................................... 21 Çizelge 3. Cıvata sıkma faktörü αA ................................................................................. 43 Çizelge 4. Oturma miktarı IS [μm] .................................................................................. 44 2 Çizelge 5. Cıvataların sürekli mukavemet genlik değerleri σG (N/mm ) ........................ 46 Çizelge 6. Deney parametreleri ve değişkenler ............................................................... 62 x 1. GİRİŞ Cıvatalar, başta makine ve inşaat sektörü olmak üzere birçok alanda kullanılmaktadır. Amacına göre çok çeşitli olan cıvatalar arasında en çok altı köşe başlı cıvatalar ve imbus cıvatalar kullanılmaktadır. Cıvatalar demir, çelik, alüminyum, bakır, pirinç, bronz gibi malzemelerden yapılmaktadır. Makine ve inşaat sektöründe en çok demir-çelik alaşımlı cıvatalar kullanılmaktadır. Günümüzde cıvata ve somun, bir bağlantının sağlanması için yeterli elemanlar olarak görülse bile, bu bağlantının korunması için beklenen başarıyı birçok ortamda gösterememektedirler. Bağlantı elemanlarının montajı yapıldıktan sonra gevşememeleri istenir, fakat bu elemanlar kullanım yerleri itibarıyla titreşime, yüksek sıcaklığa, otomotiv yağlarına, termal ve mekanik şoklara maruz kalırlar ve bu tip etkenler sıkılmış cıvataların gevşemesine uygun ortam hazırlarlar. Ayrıca cıvatalarda meydana gelen bu tork kayıpları emniyet kemeri, koltuk, jant vb. yerlerde ciddi güvenlik problemlerine de yol açabilmektedir. Araçlarda kullanılan bağlantı elemanlarından cıvatalı bağlantılarda karşılaşılan ve otomotiv sektöründe kolay aşılamayan problemlerden biri olan tork kayıplarının nedenlerini bulmak ve bunların tasarımlarının ön aşamalarında belirlenebilmesi için yöntem geliştirmek amaçlanmıştır. Tork kayıplarının nedenleri incelenmiş, araca etki eden parametrelerden hangilerinin tork kayıplarına neden olduğu belirlenmiş, farklı cıvatalar kullanılarak deneyler yapılmış ve deney sonuçları incelenmiştir. Ayrıca var olan test metodu geliştirilip, otomotivde kullanılan cıvatalı bağlantı elemanlarına uygun hem eksenel hem de kesme yönünde yüksek frekanslı titreşim üretebilen bir test düzeneği tasarlanmıştır. Otomobillerdeki cıvata gevşemeleri oldukça tehlikelidir. Cıvata gevşemelerinden kaynaklanan bazı olaylar meydana gelmiştir. Elektrikli araba üreticisi olan bir şirkette, bir araba modelinin arka aksındaki bir cıvata, seyir esnasında gevşemiş, şirket, bu durumun manevra kabiliyetini azaltabileceğini ve güvenlik açısından riskli olduğunu belirtmiştir. 1 2008 yılında başka bir şirketin iki araba modelinin arka motorunda montaj hatası yapılmıştır. Burada gevşeme ve gerilmeye bağlı kırılma meydana gelebileceğinden bu iki model geri çağırılmıştır. 2009 yılında yine başka bir şirketin iki araba modeli incelendiğinde, arka frendeki taşıyıcıda cıvata gevşemesi ve fren kampanasında düşme tespit edilmiştir. Bu durum fark edilmeseydi, frende ani kilitlenme olacak ve kazalara neden olacaktı. Örneklerde de görüldüğü gibi, cıvatalarda tork kaybı oldukça tehlikeli bir durumdur. Bu nedenle cıvata bağlantılarında meydana gelen gevşemeler oldukça önemlidir. 2 2. KAYNAK ARAŞTIRMASI Kurban (1985) cıvata bağlantılarında ve sızdırmazlığın önemli olduğu sistemlerde, ön gerilmeyi dinamik yükleme açısından incelemiştir. İşletme kuvveti dikkate alınarak basınçlı kapların sızdırmazlığı için önemli olan elemanların özellikleri ve yaylanma rijitliğinin ön yüklemeye etkileri incelenmiştir. İnceleme sonucunda cıvata bağlantısına verilecek ön gerilmenin, çalışma sırasında değişmemesi için yüzeylerin çok iyi işlenmesi gerektiği, yorulma kırılmasını önlemek için Wöhler eğrisine göre cıvatadaki gerilme ve gerilme genliği değerleri azaltılarak uzun ömür sağlanılacağı belirtilmiştir. Bağlantıya verilecek uygun ön gerilmenin bağlantıda sızdırmazlı sağlayacağı, bu ön gerilme değerinin flanş çapına bağlı olarak değiştiği, cıvataya verilen ön yükleme değerinin cıvata malzemesinin akma gerilmesinin %75’ini geçmemesi gerektiği, bağlantı güvenliği açısından az sayıda büyük çaplı cıvata yerine çok sayıda küçük çaplı cıvata kullanmak gerektiği de belirtilmiştir. Ayrıca bağlantıya verilecek ön gerilme değerini azaltmak için elastik modülü küçük olan conta kullanılabileceği, rijitlik oranının azalması parçalarda kalan ön gerilme kuvvetini azaltacağından sızdırmazlık bakımından uygun olmayacağı, cıvata ve bağlanan parçaların malzemesi ve boyutları değiştirilmeden, elastik elemanlar kullanılarak rijitlik oranının değiştirilebileceği de belirtilmiştir. Thomas ve ark. (1995) titreşime maruz kalan cıvata bağlantılarında diş hareketinin deneysel analizini yapmıştır. Bu çalışma, titreşime bağlı cıvata gevşemelerinin kavranabilmesi için ana tasarım parametrelerini ve bu gevşemelerin önemini açıklamak amacıyla yapılmıştır. Titreşim testi, Marshall Uzay Uçuş Merkezi(MSFC)’nin Yapısal Test Birimi’ndeki dinamik test laboratuarında, kontrollü rastgele giriş yapılabilen titreşimli tabla üzerinde yapılmıştır. Bir cıvata içeren test numunesi belirli bir süre titreştirilmiş ve ön yükleme oranının düştüğü görülmüştür. Test edilen her numuneye, deney metodolojisi kullanılarak tasarlanan on bir tasarım parametresiyle birkaç kombinasyon uygulanmıştır. Bu on bir parametre; cıvata çapı, cıvata yağlama, delik toleransı, ilk ön yükleme, somun kilitleme gereci, sap(kavrama) uzunluğu, diş adımı, eşleşen parçalar arası yağlama, uyum sınıfı, bağlantı konfigürasyonu ve kütle 3 konfigürasyonu olarak alınmıştır. Deneyde bu parametreler, cıvata gevşemesinde en büyük etkiye sahip tasarım parametreleri olduğu düşünüldüğü için seçilmiştir. Toplamda 96 test yapılmıştır. Araştırmanın sonucunda, somun kilitleme gerecinin, bağlantı biçiminin, bağlantı elemanı boyutunun ve kütle konfigürasyonunun titreşime bağlı cıvata gevşemesinde önemli olduğu belirtilmiştir. Bu testin sonuçlarından, daha ileri araştırmalarda titreşime bağlı cıvata gevşemelerindeki karmaşık sorunlarda yararlanılabileceği vurgulanmıştır. Pai ve Hess (2002) dinamik kesme yüküne bağlı dişli bağlantı elemanlarında, gevşemelerin üç boyutlu sonlu elemanlar analizini yapmıştır. Kesme kuvvetinin neden olduğu titreşime bağlı gevşekliklerin, dişli bağlantı elemanlarının yorulması üzerine çalışma yapılmıştır. Önceki deneysel çalışmalarda bağlantıdaki gevşekliklerin, dişler ile cıvata başındaki kontak yüzeylerinin lokal veya tamamında meydana gelen kaymanın sonucunda ortaya çıktığı saptanmıştır. Üç boyutlu sonlu elemanlar(FE) modeli, cıvata başı ile dişlerin kontak yüzeylerindeki lokal ya da tamamındaki kaymayla karakterize edilen dört çeşit gevşeme sürecinin detaylarını incelemek için kullanılmıştır. Bağlantı elemanlarının kontak yüzeylerinde, kaymayı etkileyen birincil faktörler tartışılmıştır. Sonuçlar, lokal kayma sürecine bağlı nispeten düşük kesme kuvvetinde gevşemenin meydana gelebileceğini göstermiştir. Dr. Saman Fernando (2005), Vibrasyonlu Konveyör Mekanizması üzerinde bir çalışma yapmıştır. Çalışmada titreşimin etkisi, vida dişlerindeki sürtünmenin etkisi, rulmandaki sürtünmenin etkisi, vida adımının etkisi, vidadaki diş açısının etkisi hesaplanmış ve bu etkilere karşı çözülme hız grafikleri elde edilmiştir. Tüm parametrelerin titreşime bağlı gevşemeye etkisi olduğu görülmüştür. Genel olarak ön yüklemenin, titreşime bağlı gevşemelerin neredeyse tümünü gidereceği belirtilmiştir. Sonuçlar, tasarımcıların tasarımlarını yaparken, bu etkileri göz önünde bulundurması gerektiğini göstermiştir. Yapılan çalışmada matematiksel modeller, titreşim kaynaklı gevşemelerde bağlantı parametrelerinin ve bağlantı bütünlüğünün etkisine ışık tutmuştur. Aynı zamanda modeller, gevşemelerin önlenmesi için basit kurallar geliştirilmesini sağlamıştır. 4 Lee ve ark. (2007) cıvata bağlantılarında kendiliğinden çözülme durumunu, sonlu elemanlar metodu ile modellemiştir. Cıvata bağlantısında kendi kendine çözülme olayındaki ikinci aşamayı simule etmek için, dişlerin helis açısı üç boyutlu sonlu elemanlar(FE) modeli ile geliştirilmiştir. Kendiliğinden çözülmenin ikinci aşaması, somunun tersine dönmesine bağlı olarak, sıkma kuvvetinin kademeli olarak azalması şeklinde ifade edilmiştir. Simülasyonlar, bir cıvata ve somun ile tutturulmuş iki levha için yapılmıştır. Bağlantı, yanal veya kayma yüklerine maruz kalmıştır. Ön yükleme uygulaması, ortagonal genleşme sıcaklık metodu kullanılarak simule edilmiştir. Sonlu elemanlar(FE) simülasyonları, çeşitli ön yükleme ve iki kenetli levha arasındaki bağıl yer değiştirme durumları için yapılmıştır. Periyodik enine yükün uygulanması ile cıvata ve somunu bağlayan dişlerin kontak yüzeyleri arasında küçük kaymalar olmuştur. Eğilme momenti, cıvata bağlantısı üzerinde gösterilmiştir. Eğilme momenti, dişlerin kontak yüzeyleri üzerindeki basıncın salınımı ile sonuçlanmıştır. Dişler arasındaki küçük kayma ve dişlerin kontak yerlerindeki basıncın değişimi, cıvata bağlantısındaki kendiliğinden çözülmede ana mekanizmalar olarak belirlenmiştir. Bu mekanizmaların keşfini doğrulayan sadeleştirilmiş sonlu elemanlar modeli geliştirilmiştir. Kasei (2007) yatak yüzeyinde küçük bir kaymanın tekrarına bağlı olarak, cıvata bağlantılarının kendiliğinden gevşemesi üzerine bir çalışma yapmıştır. Enine yükler altındaki yatak yüzeyinde, çok küçük kaymaların tekrarlandığı durumlarda, cıvata bağlantılarının kendiliğinden gevşeme rotasyonu ile bu mekanizmalar üzerine çalışma yapılmıştır. Bu çeşit gevşemelerin birikimi sonucunda cıvata bağlantıları için ciddi durumların oluştuğu belirtilmiştir. Geri kalan ön gerilme kuvveti, cıvata ve somun dişleri arasında bağıl yer değiştirmeden doğan cıvata gövdesinin gevşeme rotasyonunun, elastik burulmasından meydana geldiği belirtilmiştir. Bazı test numune tiplerinin yatak yüzeyindeki küçük kaymaların tekrarlandığı durumdaki gevşemeye karşı performansları incelendiğinde, sadece altıgen başlı kilitli somunun mükemmel performans gösterdiği görülmüştür (Şekil 1). Yarı statik durumlardaki deneyler, bu çalışmadaki teoriyle aynı sonuçları göstermiştir. 5 Şekil 1. Gevşemeye karşı test sonuçları Nassar ve Housari (2007) dişli bağlantı elemanlarının kendiliğinden gevşemesinde, delik boşluğunun ve diş uyumunun etkisi üzerine bir çalışma yapmıştır. Periyodik olarak enine iş yüküne maruz kalan sıkılmış dişli bağlantılarının kendiliğinden gevşemesinde, delik boşluğu ve diş formu etkisinin deneysel ve teorik araştırmaları yapılmıştır. Deneysel prosedürler ve test ayarları, cıvata başının gevşeme rotasyonunun yanı sıra, her periyotta sıkma kuvveti kaybı oranında gerçek zamanlı veri toplamak için geliştirilmiştir. Delik boşluğu, nominal cıvata çapının %3, %6 ve %10’u alınarak üç seviyede incelenmiştir. Seçilen cıvata için genellikle 2A diş formu kullanılmıştır. 1B, 2B ve 3B somun diş formu incelenmiştir. Dişli bağlantı elemanlarının kendiliğinden gevşemesinde diş uyumu ve delik boşluğu etkisinin analitik incelenmesi için, sadeleştirilmiş matematiksel model kullanılmıştır. Deneysel ve teorik sonuçlar sunulmuş ve tartışılmıştır. Deneysel ve matematiksel model sonuçları, cıvata ile somun dişleri arasındaki uyumun sıkı olmasının gevşeme oranını azalttığını göstermiştir. Fakat analitik sonuçlarda, diş boşluğu artırıldığında gevşeme oranının neredeyse katlanarak arttığı görülmüştür. Sonuçta, bu çalışma daha küçük delik boşluğunun titreşime bağlı kendiliğinden gevşemeye karşı duyarlı bağlantılar için önerilmiştir. Ayrıca sıkı diş uyumu kendiliğinden gevşemeyi azaltmak için önerilmiştir. Sanclemente ve Hess (2007) periyodik enine yüke bağlı dişli bağlantı elemanlardaki gevşemenin parametrik çalışmasını yapmıştır. Periyodik enine yüklere bağlı cıvata bağlantılarındaki mekanik gevşemeler için deneysel çalışma yapılmıştır. Ön yükleme, bağlantı elemanlarının elastisite modülleri, nominal çap, delik uyumu, yağlama gibi ana parametrelerin gevşeme direnci üzerindeki etkisi ölçülmüştür. Çalışmada 64 test 6 yapılmıştır. İstatiksel analiz, gevşeme direncini önemli ölçüde etkileyen faktörleri ve etkileşimleri belirlemiştir. Ayrıca, ön yükleme ve bağlantı elemanı elastisitesinin en etkili parametreler olduğu görülmüştür. Belirlenmiş koşullar altında, bağlantı elemanları tarafından gevşeme düzeyi tahminine ulaşılan bir istatiksel model geliştirilmiştir. Analizler, bağlantı elemanlarındaki gevşemeyi önlemek için optimum koşulların büyük ön yükleme, düşük elastisite modülü, büyük çap, yağlama ve sıkılığın olduğunu göstermiştir. Vand ve ark. (2008) cıvata bağlantılarında sıkma kuvveti ölçümü yapmış ve bu kuvvet değerlerinde, cıvata dişlerinin yağlanmasının etkisini incelemiştir. Bu çalışmada, somun sıkmada burkulma momentine bağlı sıkma kuvveti değerleri için deneysel metot uygulanmıştır. Tek bir cıvata ve delikli levhadan oluşan sadeleştirilmiş bir cıvata bağlantısı, deney yapmak için düşünülmüştür. Metot, Hooke kanunlarına göre düzenlenmiştir. Somun ve levha arasına çelik burç yerleştirilip eksenel basınç uygulanmıştir. Bu deneysel prosedürde, sıkma kuvvet değerleri, uygulanan yedi farklı düzeydeki torka göre hesaplanmış ve bu uygulama her düzeydeki tork için üç kere tekrarlanmıştır. Cıvata dişleri yağlanarak aynı yöntem uygulanmıştır. Her iki durumda da(yağlı ve yağsız) tork ve sıkma kuvveti arasındaki ilişki grafikle gösterilmiştir (Şekil 2). Şekil 2. Yağlı ve kuru durumda sıkma kuvveti 7 Grafiğe göre, yağlama yapıldığı durumda, sürtünme katsayısının azalmasından dolayı yağlamanın yapılmadığı duruma göre daha fazla ön yükleme yapılması gerektiği belirtilmiştir. Yağlanmış cıvatada daha yüksek bir ön yükleme gerektiğinden, yapıların ana parçalarını birleştirmede, bu torkun uygulanmasının daha güvenli olduğu vurgulanmıştır. Hashimura ve ark. (2008) sıkma kuvvetini kontrol etmek için cıvata-somun bağlantısında yeni bir sıkma metodu üzerine bir çalışma yapmıştır. Cıvata-somun bağlantılarındaki sıkma, istenilen sıkma kuvvetine karşılık gelen bir kuvvetle cıvata, somuna doğru çekilip aynı anda somunun sıkılmasıyla yapılmıştır. Deneyler, önerilen metodun yararını kanıtlamak için yapılmıştır. Sonuçlar, önerilen metotla cıvata sıkma işlemi hedefe göre yaklaşık %10 hata ile yapılabileceğini göstermiştir. Friede ve Lange (2009) ön gerilmeli cıvataların kendiliğinden gevşemesini incelemiştir. Çalışmada, cıvata bağlantılarını kendiliğinden çözülmeden korumak için yapısal bir çözüm bulma amaçlanmıştır. Bu nedenle, önemli parametreleri belirlemek için çeşitli testler yapılmıştır(özellikle sıkma boyundaki varyasyonlar). Sıkma boyunun, yük çevrimine bağlı ön yüklemeye etkileri grafikle gösterilmiştir (Şekil 3). Şekil 3. Sıkma boyunun, yük çevrimine bağlı ön yüklemeye etkileri Çalışmanın sonucunda, bağlantının kayma düzleminde periyodik enine yer değiştirmelerin, kendiliğinden gevşemeye bağlı ön yüklemenin azalmasına yol açtığı görülmüştür. Bu yer değiştirme, bağlantıyı bir miktar gevşettiği taktirde çok düşük bir 8 yük çevriminde ön yüklemenin kaybolacağı belirtilmiştir. Ayrıca, güvenli bir bağlantı oluşturmak için, uzun ve ince cıvata kullanımı, cıvata uzunluğunu artırmak için dolgu malzemeleri kullanımı, ön yüklemeyi artırımı, etkin güvenlik elemanları kullanımı, cıvata başı altındaki sürtünmeyi artırma gibi öneriler yapılmıştır. Izumi ve ark. (2009) üç boyutlu sonlu elemanlar analizi ile yaylı rondela ve çift somun sıkma metodunun gevşeme direncini incelemiştir. Gevşemeye karşı direnç gösteren mekanizmalar, üç boyutlu sonlu elemanlar metodu (FEM) çerçevesinde araştırılmıştır. Yanal yüklere bağlı kendiliğinden gevşemeye direnç göstermede, çift somun sıkma metodunun(DN) ve yaylı rondelanın(SW) kabiliyeti incelenmiştir. Kilitlemenin sıkma yöntemine uygun olarak yapılması halinde, DN’nin gevşemeye karşı önemli ölçüde direnç gösterdiği belirtilmiştir. Yatak yüzeyinde tamamen kayma olsa dahi, somunun üst kısmındaki diş yüzeyinin, sıkışmış olan durumunu koruduğu gözlenmiştir. Fakat kilitlemenin, yönteme uygun yapılmadığında ise gevşemeye karşı direnç kabiliyetinin tamamen ortadan kalktığı belirtilmiştir. Diğer yandan SW’nin, somunun gevşeme rotasyonunu hızlandırdığı da belirtilmiştir. Mr. Marco Bunchmann (2010), araçlardaki cıvataların davranışları üzerine bir çalışma yapmıştır. Mr. Marco Buchmann, Uçak Mühendisi Mr. Junkers tarafından geliştirilen titreşimli test düzeneğinin, otomotiv sektörünün gereksinimlerine uygun olduğunu düşünmüş ve çalışmasını bu tez düzeneğini kullanarak yapmıştır. Demiryolu ve havacılıkta kullanılan test özellikleri, bu çalışmada otomotiv sanayi için düzenlenmiştir. Bu çalışma, bilgisayar destekli dinamik sistemin kullanımı sayesine araçların geri çağrılma olasılığını ya da başarısızlık vakalarını önemli ölçüde azaltmak amacıyla yapılmıştır. Sawa ve ark. (2010) tekrarlı transvers yükler altındaki cıvata bağlantılarında, yatak yüzeyinin eğim açısının gevşemeye etkisini incelemiştir. Çalışmada sonlu elemanlar metodu kullanılmış ve Junker test makinası kullanılmıştır. Çalışmanın sonunda eğim açısı artarken gevşemenin de arttığı gözlenmiştir. Bhattacharya ve ark. (2010) titreşim koşulları altında dişli bağlantı elemanlarının gevşemeyi önleyici karakteristiklerini incelemiştir. Nylock somun, aerotight somun, kimyasal kilitleme, cleveloc somun, düz rondela, naylon rondela, dişli rondela, yaylı 9 rondela ile değişik malzeme, ölçü ve tiplerdeki cıvataların, test düzeneğinde oluşturulan hızlandırılmış titreşim koşullarındaki çeşitli sıkma kuvveti altındaki gevşeme özellikleri test edilmiştir. Sıkma kuvvetindeki azalmanın, gevşeklik derecesini verdiği belirtilmiştir. Bu gevşemeye karşı özellikler, başlangıçtaki sıkma kuvvetiyle kıyaslanmıştır. Kıyaslama sonucunda, kimyasal kilitlemenin nylock ve aerotight somunlarından gevşemeye karşı daha iyi olduğu görülmüştür. Başlangıçtaki sıkma kuvveti, metrik dişli cıvatalar için 1.1 tondan daha az olduğunda gevşemenin oldukça azaldığı görülmüştür (Şekil 4). Şekil 4. Çeşitli kilitlemeli vida bağlantı elemanlarının farklı sıkma kuvveti altındaki gevşeme özellikleri Ishimura ve ark. (2010) tekrarlı eğilme momenti altında flanştaki cıvata-somun gevşemesini incelemiştir. Cıvatalı flanş bağlantı mekanizmalardaki gevşemeler, FEM(Sonlu Elemanlar Metodu) hesaplamaları ve deneyler kullanılarak incelenmiştir. Bu deneylerde altı köşe başlı somun kullanılmış ve bu cıvata bağlantılarında gevşeme gözlenmiştır. Aynı zamanda flanşın yatak yüzeylerinde, eğilme momentine bağlı hareketlenme gözlenmiştir. FEM hesaplarıyla, cıvatalı flanş bağlantılarındaki gevşeme nitel olarak incelenmiştir. Ön yüklemenin artmasıyla cıvatadaki gevşemenin azaldığı görülmüştür. FEM sonuçlarından ve deney sonuçlarından, bu bağlantılardaki gevşemeyi önlemede en etkin parçanın eksantrik somun olduğu görülmüştür. 10 Takahashi ve ark. (2010) otomotivde kullanılan cıvatalar için yüksek hassasiyetli CAE(Bilgisayar Destekli Mühendislik) analiz modelini oluşturmuştur. Yüksek hassasiyetli CAE(Bilgisayar Destekli Mühendislik) analiz yaklaşımı için gelişim ve dizaynda değişiklik yapmaya yönelik model önerilmiştir. Bu model, gerçek testlerle cıvataları sıkma esnasındaki davranışıyla ilgili konuları açığa çıkarmak için yapılmıştır. İlk adımda, sorunlar ayıklanmış ve cıvata sıkmanın teknolojik elemantel analizi yapılmıştır. İkinci adımda, problem tespit edilmiş ve cıvata sıkma deneyi yapılmıştır. Üçüncü adımda, iki boyutlu sonlu elemanlar modeli kullanılarak istatiksel simülasyon yapılmıştır. Dördüncü adımda ise üç boyutlu sonlu elemanlar modeli kullanılarak istatiksel simülasyon yapılmıştır. Uygulanan adımlar sonucunda, tork ve eksenel kuvvet grafiğinde cıvataların sürtünme katsayısı ölçülmüştür. Bu model, cıvatadaki gevşeklik davranışının analizi için öneride bulunmada önemli sonuçlar sağlamıştır. Minguez ve Vogwell (2010) periyodik yüklemeye maruz ön yüklemeli cıvata bağlantılarının teorik analizini yapmıştır. Ön yüklemeli cıvata bağlantılarının performansı analiz edilmiştir. Periyodik yükler altında cıvata bağlantılarının davranışlarının analiz etmek ve ön yükleme torkları uygulanarak bu bağlantıların yorulma ömürlerinin nasıl geliştirilebileceğini göstermek amaçlanmıştır. Öncelikle, sıkma torkunun kenetli parçada basınç ve cıvatada gerilim yarattığı; dışsal çekme kuvvetinin, bağlantıya büyük bir miktarda uygulandığında parçalar tarafından alındığı, böylece cıvata gerginliğinde hafif bir azalma meydana getirdiği ve basıncı biraz azalttığı belirtilmiştir. Bu sayede, bağlantıdaki ön yüklemenin, cıvatanın yorulma rejimindeki değişime etkisinin, yüksek değişken yükle düşük ortalama yükten, düşük bir değişken yükle yüksek bir ortalama yüke doğru olduğu ve bunun yorulma için yararlı olduğu belirtilmiştir. Yang ve Nassar (2010) ön yüklemeli dişli bağlantı elemanlarının titreşime bağlı gevşeme performansını incelemiştir. Ön yüklemeli dişli bağlantılarda, titreşim kaynaklı gevşemeleri önlemek için teorik bir ana hat oluşturmak amaçlanmıştır. Çalışmanın, ilk başta yapılan ön yüklemenin etkisi ve vida kapağının kendiliğinden gevşeme performansı üzerindeki uyarım genliğinde deneysel ve analitik bir bakış açısı sağladığı belirtilmiştir. Nonlineer bir model, periyodik enine yükleme altındaki vida kapağının titreşim kaynaklı gevşemesiyle oluşan sıkma yükündeki azalmayı tahmin etmek için 11 kullanılmıştır. Deneysel kontrol, burkulma torku varyasyonu ve ön yükleme seviyesi ile enine yer değiştirmenin etkisi altında yapılmıştır. Deneysel ve analitik sonuçlar karşılaştırıldığında, önerilen modelin kendiliğinden gevşeme performansını doğru bir şekilde tahmin ettiği görülmüştür. Hattori ve ark. (2010) enine yükleme altında cıvata-somun bağlantı elemanlarının gevşeme ve kayma davranışını incelemiştir. Somun ile tutturulmuş parçalar arasındaki ara yüzeylerindeki bağıl kaymanın belirli bir kritik değerin ötesine geçmesi durumunda, somunun gevşeme rotasyonu nedeniyle bağlantıdaki eksenel kuvvetin sürekli azaldığı belirtilmiştir. Çalışmada, deformasyon modeli baz alınarak, somun ile tutturulan gövde arasındaki bu kritik bağıl kaymanın tahmini için denklem ortaya konmuştur. Somunun reaksiyon momenti dikkate alınarak enine yük altında, somun-cıvata bağlantısının deformasyon davranışının araştırma sonuçları sunulmuştur. Sonuçta, kritik bağıl kaymanın tahmini sonuçlarının, deneysel sonuçlarla örtüştüğü görülmüştür. Bu tahmin metodunun kullanımıyla, cıvata boyutları, bağlantı kuvveti gibi her bağlantı koşullarında kritik kayma tahmini yapılabilmesine olanak sağladığı belirtilmiştir. Bu metotların her makine yapıları için CAE dizayn aracı olarak kullanılabileceği belirtilmiştir. Zaki ve ark. (2010) periyodik enine yük altında ön yüklemeli havşa başlı cıvataların kendiliğinden gevşemesinde, diş ve yatakların sürtünme katsayılarının etkisini incelemiştir. Periyodik yüklere maruz kalan ön yüklemeli havşa başlı cıvataların, kendiliğinden gevşeme davranışını incelemek için nonlineer matematiksel bir model geliştirilmiştir. Cıvata üzerine etkiyen tork bileşenlerinin, vida adımı ve tork direnci bileşenleri olarak ayrıldığı, net torkun titreşim altında cıvatanın gevşeyip gevşemeyeceğini belirlediği belirtilmiştir. Gevşeme rotasyonunun diferansiyel miktarının toplamı, cıvata gerilimi/sıkma kuvvetinin giderek azalmasına neden olmuştur. Gevşeme modeli birçok sistem değişkeni içermesine rağmen, bu çalışmada kaba ve ince dişli bağlantı elemanlarının gevşemesinde diş ve yatak sürtünme katsayısının etkilerinin incelenmesi üzerine odaklanılmıştır. Kendiliğinden gevşeme davranışının model tahmini, deneysel olarak doğrulanmıştır. Önerilen model, kaplama yüzeylerinin fazla olduğu bağlantılardaki gevşemenin, kaplama yüzeylerinin az olduğu bağlantılardaki gevşemeye göre daha hızlı olduğunu öngörmüş, bunun nedeninin de 12 sürtünme katsayılarının kombinasyonlarındaki toplam azalma olduğu belirtilmiştir. Önerilen modelin, ince dişli ile kaba dişli bağlantı elemanlarının gevşeme dirençlerinin karşılaştırılmasında doğru tahminde bulunduğu belirtilmiştir. Şekil 5. Kendiliğinden gevşeme üzerinde diş sürtünme katsayısının etkisi Nassar (2011) gerçek zamanlı cıvata sıkma kontrolü için optik bir metot geliştirmiştir. Dijital bir interferometri benek modeli sistemi (DSPI), ön yüklemeli cıvata başı veya somun çevresindeki düzlem dışı yüzey deformasyonunun gerçek zamanlı ölçümü için geliştirilmiştir. Sistem özellikle, ön yüklemeden bağımsız olacak düzlem dışı bağlantı yüzeyi sürekli gözlemlenerek, cıvata sıkma sürecinin dinamik kontrolü için geliştirilmiştir. Faz değişimi, interferometri benek modeli için faz veri dağıtımını nicel olarak belirlemek için kullanılmıştır. Bunun, kılavuz nesne ve iki ayrı delikten geçen ışın sayesinde gerçekleştiği belirtilmiştir. Bu konumun ayrıca, cıvata sıkma sürecindeki gerçek zamanlı yüzey deformasyonu verilerini toplamak için de uygun olduğu belirtilmiştir. Deney sonuçlarına göre, DSIP’nin bu konfigürasyonunun, otomotiv sanayisindeki montaj tesisleri gibi seri üretim yapılan yerlerdeki cıvata bağlantılarının otomatik kontrolü için, daha güvenir gerçek zamanlı bir tahribatsız yöntem olarak kullanılabilecek potansiyele sahip olduğu belirtilmiştir. Deney düzeneği Şekil 6’da gösterilmiştir. 13 Şekil 6. Deneysel DSIP düzeneği Shoji ve Sawa (2011) somunun enine yüke bağlı olarak kendiliğinden gevşemesini incelemiştir. Kendiliğinden gevşeme, Abaqus kullanılarak araştırılmıştır. Yanal harekete bağlı somunun statik çözülmesi, bağlantı elemanlarının yanal darbelere bağlı dinamik çözülmesi ve cıvata-somun sistemlerindeki termal yük araştırılmıştır. Statik yanal harekette, bağlantı plakası yanal harekete maruz kalmış ve gevşeme yeniden oluşturulmuştur. Bunun, sözde Junker testi olduğu belirtilmiştir. Termal yük durumunda, cıvata ve somun birbirleri arasında farklı sıcaklıklara maruz bırakılmıştır. Sonuç olarak bazı somunlarda yatay yük olduğunda gevşemenin daha zor olduğu, statik ve dinamik koşulların her ikisinde de gevşeme mekanizmasının, diş yüzeyleri arasında değişken sürtünmeyle ya da kesme gerilmesiyle oluştuğu belirtilmiştir. Ayrıca gevşemeyi azaltmak için, değişken gerilmeyi önleyerek daimi bir sürtünme gerilmesinin korunmasının önemli olduğu cıvata ve somun arasında sıcaklık farkının olması ve bu sıcaklığın periyodik olarak değişmesi durumunda kendiliğinden gevşemenin meydana gelebileceği belirtilmiştir. Gerilmedeki değişimin somunun gevşemesinde çok fazla bir etkisi olmayabileceği, cıvata ve somun arasındaki bağıl hareketin, özellikle radyal yönde, değişken kayma gerilmesi üreterek kendiliğinden gevşemede büyük bir etkiye sahip olduğu da belirtilmiştir. 14 3. MATERYAL VE YÖNTEM 3.1. Cıvata Bağlantıları Cıvata, birbirine bağlanmak istenen parçaların üzerine delik açılıp ucuna somun takılarak sıkıştırılan bir bağlantı elemanıdır. Genellikle somun ile birlikte kullanılır. Hiçbir bozulma olmadan istenildiği kadar sökülüp tekrar takılabilirler. Cıvatalar, demir, çelik, pirinç, bronz, titanyum, bakır, alüminyum gibi maddelerden yapılmakta olup, makine ve inşaat sektöründe en çok demir - çelik alaşımı tipleri kullanılmaktadır. Şekil 7. Cıvata kısımları (Kutay 2009) 3.2. Cıvata Çeşitleri Kullanım amacına göre cıvatalar Çizelge 1’de açıklanmış ve Şekil 8’de gösterilmiştir. Çizelge 1. Cıvataların sınıflandırılması (Babalık ve Çavdar 2012) 15 Şekil 8. Cıvata çeşitleri (Kutay 2009) Çok kullanılan vida çeşitleri Şekil 9’da gösterilmiştir. Şekil 9. Çok kullanılan vida çeşitleri (Kutay 2009) 16 3.3. Cıvataların Kullanım Alanları Cıvatalar makinelerin montajında, dişli kutularında, yatakların ve makinelerin temel bağlantılarında, boru flanşlarının ve silindir kapaklarının bağlantısında, çelik konstrüksiyonlarda, ön gerilme temini gereken yerlerde, yağ deliklerinin kapatılmasında, aşınma ve boşluk ayarı gereken yerlerde kullanılmaktadır. Ayrıca ölçme işlemlerinde, küçük çevresel kuvvet ile büyük ön gerilme istenen yerlerde, dönme hareketinin ilerlemeye çevrilmesi istenen yerlerde de kullanılmaktadır. 3.4. Avantajları ve Dezavantajları Cıvataların avantajları oldukça fazla olmasına rağmen bazı dezavantajları da vardır. Cıvatalar, oldukça güvenilir bağlama elemanlarıdır. Defalarca sökülüp takılabilirler. Temini ve imalatı kolaydır ve ucuzdurlar. Ayrıca değiştirilmeleri de çok kolaydır. Fakat geometriden dolayı gerilme yığılması oluşur ve bazı uygulamalarda gereken hassasiyeti sağlayamazlar. Ayrıca cıvatalarda gevşemeyi önlemek oldukça zordur. 3.5. Cıvata Bağıntıları Cıvata, özel profile sahip çentiğin bir silindir üzerine helis şeklinde açılmasıyla meydana gelir. Vida çentiği, cıvatanın karşıtı olan somunda, somun deliğinin iç yüzüne açılır. Vida helisinin oluşumu Şekil 10’da gösterilmiştir. 17 Şekil 10. Vida helisinin oluşumu (Babalık ve Çavdar 2012) Helis eğrisi Kendisine paralel ve r mesafesindeki bir eksen etrafına, sabit açısal hızla dönen doğru üzerinde, sabit hızla ilerleyen bir noktanın çizdiği hacimsel eğridir. Her bir devirde doğru üzerinde nokta P kadar ilerliyorsa, P adım (hatve) olmak üzere helis açısı P  arctg (3.1)  d olarak tanımlanır. Dış çap (nominal çap) d, ortalama çap d2 ve diş dibi çapı d3 ile gösterilirse P 2  arctg (3.2)  d 2 P 3  arctg (3.3)  d3 şeklinde belirlenir. Hesaplamalarda ortalama çapa göre belirlenen helis açısı dikkate alınır. Vidaya ait çaplar Şekil 11’de gösterilmiştir. 18 Şekil 11. Vidaya ait çaplar (Babalık ve Çavdar 2012) Somunda da nominal çap D, ortalama çap D2, diş başı çapı D1 ile gösterilir(D≡d ve D2≡d2’dir). Cıvata şaftının dış çapı, aynı zamanda cıvatanın nominal çapıdır ve d ile gösterilir. Somun ve cıvata vidaları arasında boşluk bulunan cıvata bağlantılarında, D1 ve d3 çapları arasında boşluğun iki katı kadar bir fark vardır (Şekil 12). Cıvatanın çekirdek çapı (diş dibi çapı) d3’tür. Mukavemet hesaplarında cıvata eşit alanı belirlenirken 2  d A 3 (3.4) 3  4 alınır. Şekil 12. Cıvata ve somunda a) metrik b) trapez vidalar (Babalık ve Çavdar 2012) 19 Somunun d3’e karşılık gelen çapı D1 cıvata diş dibi ve somun başı arasındaki boşluğun iki katı kadar daha büyüktür. Ortalama çap d2, cıvatada vida ve boşluk kalınlıklarının birbirine eşit olduğu noktadan geçtiği düşünülen silindirin çapıdır. Cıvatanın eğim açısı α, bu çap ile ifade edilir. Somundaki karşılığı D2 olup D2≡d2’dir. Metrik ISO vidalarında diş dibi çapı ile nominal çap arasında d3 = d – 1,22687 P (3.5) bağıntısı vardır. Ortalama çapla nominal çap arasında ise d2 = d – 0,64953 P (3.6) bağıntısı vardır. Cıvata ve somunun temas yüzeylerinin eksene dik yönde ölçülen derinliği H1, yük taşıyıcı derinliğini verir(Şekil 12). Üçgen profilin teorik yüksekliği de H ile gösterilir. 3.6. Standart Vida Boyutları Ülkemizde boru bağlantılarında whitworth, bağlama cıvatalarında ise metrik vida kullanılmaktadır. Metrik vidaların adımı daha küçük olanlarına hassas vida veya ince o o vida denir. Standart metrik vidada α = 2,5 …3 dir. Tapa, ayar ve ölçü cıvatalarında kullanılan hassas vidada bu açı daha küçüktür. Çizelge 2’de standart vida boyutları gösterilmiştir. 20 Çizelge 2. Standart vida boyutları (Babalık ve Çavdar 2012) 21 3.7. Cıvata Bağlantılarındaki Kuvvet ve Moment 3.7.1. Cıvata bağlantılarında gerekli olan kuvvet ve momentin hesaplanması Bir cıvata bağlantısının sıkılmasında, cıvata ekseni üzerindeki F kuvveti, cıvata somun dişleri üzerinden iletilmektedir. Sıkma sırasında somunun F kuvveti altında cıvata dişleri üzerindeki hareketi, F kuvvetine eşit bir yükün vidanın oluşturduğu eğik düzlem üzerindeki hareketine eşdeğer olarak düşünülebilir (Şekil 13). Somunun sıkılması, dolayısıyla yükün eğik düzlem üzerindeki hareketi Ft çevre kuvveti (teğetsel kuvvet) ile sağlanmaktadır. Buna göre F eksenel kuvvet, Ft çevre kuvveti ve FR bileşke kuvvetlerinin denge durumunda olması gerekir. F kuvveti vida dişleri üzerinde yayılı bir yük oluşturur. Hesaplarda basitlik olması açısından yayılı yük yerine F kuvveti, çevre kuvveti ve normal kuvvetin bileşkeleri göz önüne alınır ve bunların vida dişlerinin ortalama çapı d2 üzerinde etkidiği kabul edilir. Şekil 13. Dikdörtgen profilli bir vidada kuvvet durumu a)sürtünmesiz(somunun sıkılması); b)sürtünmeli(somunun sıkılması); c)sürtünmeli(somunun çözülmesi) 22 Hesaplarda ortalama çapa karşılık olan tg h m  (3.7)  d2 ortalama vida eğimi kullanılır. Teoride yüzeyler arasındaki sürtünme ihmal edilirse, FR bileşke kuvveti ile FN normal kuvveti üst üste düşer (Şekil 13a). Bu durumda Ft  F  tg m (3.8) olur. Gerçekte ise sürtünme olduğu için harekete zıt yönde μ.FN sürtünme direnci etki eder. Sürtünme katsayısını, ρ sürtünme açısı cinsinden ifade edersek μ = tan ρ olur (Şekil 13b). Bu durumda somunu sıkmak için gerekli kuvvet Ft  F  tg( m  ) (3.9) olur. Benzer şekilde cıvatanın sökülmesi durumunda sürtünme kuvvetinin yönü değişeceğinden (Şekil 13c) Ft  F  tg( m  ) (3.10) sonucu elde edilir. Bağıntılar, tepe açısı β = 0˚ olan dikdörtgen profilli vidaya göre çıkarılmıştır. 23 Şekil 14. Sivri vidada kuvvet durumu Tepe açısı sıfırdan farklı olan vidalarda oluşan normal kuvvet ve sürtünme katsayısı F F ' (3.11) cos / 2 ' (3.12) cos / 2 olur (Şekil 14). Bu durumda sıkma ve çözme durumları için teğetsel kuvvet Ft  F  tg( m  ') (3.13) şeklinde yazılır. Teğetsel kuvvetten hareketle cıvatayı sıkmak veya sökmek için anahtarın uygulaması gereken moment d d M  F  2  F  2  tg(  ') (3.14) G t ön m 2 2 24 elde edilir. Burada cıvata ekseninde oluşan kuvvet ön gerilme kuvvetidir. Fön kuvvetinin, somun (cıvata başı) oturma yüzeyinin ortalama çapında etki ettiği kabul edilerek somun altı sürtünmesi ek bir moment meydana getirir; M A  Fön  A  rA (3.15) Formüldeki rA = dA/2 somun oturma yüzeyinin ortalama çapını gösterir ve altıgen başlı cıvatalar için rA = 0,7d alınabilir. Buna göre cıvatayı Fön kuvveti altında sıkmak için gerekli toplam moment  d  2 M  F   tg( S ön   ')  A  r (3.16) A  m   2 ve çözmek için gerekli moment ise  d   M  F  2  tg(  ')   r  (3.17) Ç ön  m A A  2   ile hesaplanır. Standart bağlantı cıvatalarında açılar küçük olduğundan hesaplar daha basit olarak h tg( m  ' )  tg m  tg '   (3.18)  d 2 cos 2 değerleri ile yapılır. "µ" sürtünme katsayısı cıvata ve somun malzeme çiftine, yüzey işçiliğine, yüzey işlemine ve yağlama durumuna bağlı olarak çok farklı değerler alabilir. Somun sürtünmesinde ise µA sürtünme katsayısının genellikle 0,1…0,2 arasında değiştiği ölçülmüştür. 25 3.7.2. Cıvata Bağlantılarında Otoblokaj (Kilitlenme) Sıkılarak ön gerilme verilmiş bir bağlantının kendi kendine çözülmemesi, bağlantının otoblokajlı (kilitlenme özelliğine sahip) olduğunu gösterir. Bu özellik αm vida eğimi ve µ sürtünme katsayısına bağlıdır. Eğer Fön eksenel ön gerilme kuvveti bir döndürme momenti oluşturamıyorsa, bağlantıyı sökmek için sökme yönünde bir moment uygulanması dolayısıyla d 2 M   tg( Ç  Fön  ')  0 (3.19) m 2 olur. Bunun için de m  ' (3.20) olması gerekir. Bu sonuca göre bir vida bağlantısının otoblokajlı olması için şart, ortalama vida eğim açısının sürtünme açısından küçük olmasıdır. 3.8. Ön Gerilmeli Cıvata Bağlantıları Bağlantı cıvataları ön gerilmeli ve ön gerilmesiz bağlantı cıvataları olarak iki kısımda toplanırlar. En çok rastlanılan cıvata konstrüksiyonu ön gerilmeli bağlantı cıvatalarıdır. İşletme anında karşılaşılan kuvvetlerin, cıvataların birleştirdiği parçaların ara yüzeylerini birbirinden ayrılmaması için cıvata, montajda yeterli bir ön gerilme kuvveti oluşacak biçimde sıkılır. Yani cıvata bağıyla birleştirilecek parçaların temas yüzeyleri birbirine F kuvveti ile bastırılacak şekilde sıkılır. Bağlantıya işletme öncesi bir gerilme verdiği için bu F kuvvetine ön gerilme kuvveti adı verilir ve Fön ile gösterilir. Ön gerilmeli cıvata bağlantısı Şekil 15’te gösterilmiştir. 26 Şekil 15. Bağlantı cıvatası (Kutay 2009) Şekil 15’te gösterilen FB kuvveti cıvata ekseni doğrultusunda boyuna kuvveti; FİŞ kuvveti cıvata ekseni doğrultusunda işletme kuvvetini ve FE kuvveti de cıvata eksenine dik enine kuvveti temsil etmektedir. 3.8.1. Cıvatanın kuvvet altında fonksiyonu Ön gerilmeli cıvata bağlantısının prensip şeması Şekil 16’da gösterilmiştir. Şekil 16. Ön gerilmeli cıvata bağlantısı (Kutay 2009) 27 Ön gerilmeli cıvata bağlantısında, sıkıştırılan parçaların basıya çalışan helis yay, parçaları bağlayan cıvata ve somunun ise çekiye çalışan helis yay olduğu düşünülür. Cıvata bağlantısının birinci görevi kuvvet ve momenti bir parçadan öbür parçaya bozulmadan aktarmasıdır. Cıvata bağlantısı bu görevi yaparken iki ayrı durum ortaya çıkar. Birinci durum, cıvatanın montaj ve montajdan hemen sonraki halidir. Bu durumda cıvata bağlantısı yalnız iç kuvvetlerin etkisi altındadır. İkinci durum, cıvatanın işletmedeki halidir. Cıvata bağlantısı, iç kuvvetlerle beraber dış kuvvetlerin de etkisi altındadır. Birinci durumda (montajda), sıkıştırmadan doğan ön gerilme kuvveti, ön gerilme kuvvetinin doğurduğu temas yüzeyindeki yüzey basınçları ve torsiyon momenti etkin değerlerdir. İkinci durumda (işletme) ise, cıvatayı ekseninden (eksenden boyuna) veya eksen dışından (eksen dışı boyuna) zorlayan işletme kuvveti, cıvatayı enine zorlayan işletme kuvveti (cıvata eksenine dik kuvvet), temas yüzeylerinin oturması sonucu ön gerilme kuvvet kaybı, cıvatayı boyuna zorlayan işletme kuvvetinin cıvata ve plakalara dağılımı etkin değerlerdir. Ayrıca kuvvetlerin doğurduğu temas yüzeylerindeki yüzey basınçları ve bağlantıyı zorlayan momentler, işletmedeki boyuna veya enine ısı etkisi, erozyon ve korozyon etkileri de etkin değerlerdir. 3.8.1.1. Birinci durum (montaj hali) Cıvata kafasının veya somunun döndürülmesiyle cıvata, montajda bir ön gerilme kuvveti ile yüklenir. Bu ön gerilme kuvveti etkisiyle cıvata çeki kuvvetiyle uzamaya, bağlantı parçaları da çeki kuvvetine eşit basınç kuvveti etkisiyle sıkıştırılmaya maruz kalırlar. Şekil 17a’da bu durum gösterilmiştir. Bağlantı parçalarının sıkışma doğrusunun 28 X-eksenine göre simetrisi alınıp, uç değeri cıvatanın uç değerine kaydırılmasıyla Rötscher ön gerilme üçgeni oluşur(Şekil 17b). Şekil 17. Ön gerilme diyagramı (Kutay 2009) Bu fonksiyonun doğrularının tanjant değeri, malzemelerin yay esnekliğini vermektedir. Diyagramda, cıvata ve sıkıştırılan parçaların elastik boy değişimi (fC, fP) görülmektedir. Burada, fC kısmında cıvata uzamakta ve fP kısmında da parçalar kısalmaktadır. Sıkma momenti ile cıvata üzerinden dolaylı olarak cıvatayı uzatan ve bağlanan parçaları kısaltan bir montajla, ön gerilme kuvveti meydana getirilir. Sıkılan parçaların elastisitesine göre işletme anında kuvvet parçaya ve cıvataya paylaştırılır. Cıvatadaki çekme gerilmesinin artış oranı düşük olmasına rağmen geri kalan sıkma kuvveti büyük oranda düşer. 29 Şekil 18’de ön gerilmeli cıvata ile sıkılan parçalar gösterilmiştir. Şekil 18. Ön gerilmeli cıvata ile sıkılan parçalar (Çavdar 2013) Akma sınırının üstünde sıkılan çok özel cıvata bağlarının dışında kalan bağlantılarda, cıvatalar genellikle akma sınırının altında kalacak şekilde sıkılırlar. Cıvataya uygulanan sıkma momenti, gerekli sürtünme bağını sağlamaya yetecek kadar ön gerilme kuvvetini oluşturabilecek değerde seçilmelidir. Tavsiye: Ön gerilme kuvveti, en azından cıvata akma sınırının %75’i olmalıdır. Enine yönde büyük dinamik yükler söz konusu değilse Lcıv/Danma > 5 olduğu, temas noktalarının az ve yeterli ön gerilme kuvveti olduğu durumlarda metal parça bağlantılarında ek bir emniyet elemanı kullanmaya gerek yoktur. 30 3.8.1.2. İkinci durum (işletmedeki hal) Şekil 19. Ön gerilmeli cıvatanın işletmedeki hali (Kutay 2009) Cıvata sıkılıp bağlantı yapıldığında cıvata çekiye, plaka basıya zorlanır. İşletme kuvvetinin teorik olarak cıvata kafasının temas yüzeyinden ve somunun temas yüzeyinden etki gösterdiğinin kabul edersek; işletme kuvveti Fiş cıvatayı daha çok çekiye, plakaları daha az basıya zorlayacaktır. Buradan ön gerilmeli cıvata bağlantısında işletme kuvvetinin büyük kısmı cıvata tarafından değil de plakalar tarafından karşılandığı anlaşılmaktadır. Şekil 20’de ön gerilmeli cıvatadaki kuvvet ve deformasyonlar gösterilmiştir. Şekil 20. Ön gerilmeli cıvatada kuvvet ve deformasyonlar (Babalık ve Çavdar 2012) 31 Cc cıvataların rijitliği, Cp ise plakaların rijitliğidir. Böylece F  C  l bağıntısından ön gerilme kuvveti ve deformasyonu arasındaki ilişki FÖ  CC  lC  CP  lP olarak yazılır. Şekil 19’daki diyagramdaki üçgenlerin benzerliğinden C  tg FÖ F C   Z (3.21a) ' l l C C C  tg FÖ FB P   (3.21b) ' l l P P yazılabilir. ' ' ' l  l  l olduğundan işletme kuvveti P C ' ' ' F ( ) İŞ  FZ  FB  CC  lC  CP  l (3.22) P  l  CC  CP olur ve cıvataya gelen ek kuvvetin işletme kuvvetine oranı F '  Z  l C  C  C 1 C  (3.23) F ' İŞ l C  (C PC  CP ) CC  CP 1  CC işletme kuvvetinin ne kadarının ilave kuvvet olarak cıvatayı zorlayacağını verir. Cıvataya gelen maksimum kuvvet F  F  F (3.24) maks Ö Z 32 Geri kalan ön gerilme kuvveti ' F  F  F B (3.25) Ö Ö ile hesaplanır. Yeterli bir geri kalan ön gerilme kuvvetinin elde edilebilmesi için ön gerilme kuvveti yeterince büyük alınmalıdır. Ön gerilme kuvvetinin işletme kuvvetinin 2,5 katı olması, yüzey pürüzleri büyük ve sıkıştırılan parça sayısı da ikiden fazla ise 3,5 katı veya daha fazla olması tavsiye edilir. İşletme kuvveti, cıvatayı basıya zorlayan türden bir kuvvet de olabilir. Bu durumda cıvata bağlantısının sıkıştırdığı parçalar, işletme kuvveti etkidiğinde daha da kısalır, cıvatanın uzaması da azalır (Şekil 21). İşletme kuvveti bası kuvveti olduğunda, cıvata ters yönde FZ ek kuvveti ile zorlanır. Cıvataya gelen kuvvetin değeri maksimum kuvvet FO + (FZ / 2) ve minimum kuvvet FO - (FZ / 2) arasında değişir. Yani cıvata, ortalama kuvvet FO ve genliği FZ / 2 olan tam değişken kuvvetin meydana getirdiği dinamik kuvvetle zorlanacaktır. Şekil 21’den anlaşılacağı üzere, rijitliği daha az olan cıvata (uzar cıvata) ile cıvataya gelen gerilme genliği daha da azaltılabilir. Böylece dinamik yük altında sürekli mukavemet daha kolay sağlanabilir. Şekil 21. İşletme kuvveti bası kuvveti olan ön gerilmeli cıvata bağlantısı (Babalık ve Çavdar 2012) 33 Şekil 22. Normal cıvata (solda) ve uzar cıvata (sağda) (Babalık ve Çavdar 2012) 3.8.2. Cıvataların rijitliğinin hesabı Cıvataların rijitliği  E  F  A l  l bağıntılarından hareketle F  A C E   A E  AC C C C     (3.26) lC  lC  l l C C 2 2 bağıntısı ile hesaplanır. Burada σ (N/mm ) gerilme değeri, E (N/m ) elastisite modülü 2 (Young modülü), birim uzamadır. F kuvvet değeri, AC (mm ) cıvatanın kesit alanı, ΔƖC (mm) cıvatanın uzama miktarı, ƖC (mm) cıvatanın ilk boyu, CC cıvatanın rijitliğidir. 34 Uzar cıvataların rijitliği ise farklı kesitleri dikkate alarak 1 1  l l  2   1   ...... (3.27) CC E  A1 A2   bağıntısı ile hesaplanır. Diş açılmış kısımda kesit olarak gerilme kesiti AS alınır. Şekil 23. Uzar cıvata (Babalık ve Çavdar 2012) Cıvatanın şaft kısmından başka, cıvatanın baş kısmı ve somun içindeki kısmı da yaylanır, deformasyona uğrar. Bu kısımlar, rijitliği nominal çap d çapında ve ƖCB = ƖS = 0,4 d uzunluğunda birer silindirmiş gibi hesaba katılmalıdır(Şekil 23). Bu durumda rijitlik 1 1  0,4  d l l l1 l2 3 4 l5 0,4  d   (3.28)           C E  A A  C 1 A2 A3 A4 A5 A   bağıntısı ile hesaplanır. 35 3.8.3. Parçaların rijitliğinin hesabı Sıkılan parçaların rijitliği CP’nin hesabı daha karmaşıktır. En basit haliyle sıkıştırılan parça ince cidarlı bir kovan şeklinde ise rijitlik E  AP , A   2 2 D  D   C  (3.29) P P A B l P 4 bağıntısı ile hesaplanır(Şekil 24a). Şekil 24. İnce cidarlı silindir (Babalık ve Çavdar 2012) Flanş bağlantılarında ve benzerlerinde sıkıştırılan parça, silindirik bir kovan değildir(Şekil 24). Cıvata ile somun arasında kalan parçanın da, konik veya paraboloid şeklindeki bir kısmın bası nedeniyle deformasyona uğradığı çeşitli deneylerle tespit edilmiştir. Bu nedenle yaklaşık hesaplarda bu geometrilere uygun eşdeğer bir kesitin bulunması önerilmiştir(Şekil 24-b,c). 36 Basıya zorlandığı varsayılan bölgenin en büyük çapı DA, cıvata başının parçaya temas çapı dk, delik çapı DB ise dk < Da < dk+lP sınırları arasında parça eş değer kesiti 2 2 2 A  (d  D )  d (D  d )[(x  1)  1] (3.30) P,eş k B k A k 4 8 eşitliği ile hesaplanır. Bu denklemdeki yardımcı büyüklük x  ’dir. 3.8.4. Cıvatadaki Gerilmeler Cıvata sıkılırken sıkma momenti Mcs, cıvata ve somun arasında bir ön gerilme kuvveti oluşturur. Bu montaj kuvveti işletme anında gereken FÖ ön gerilme kuvvetinden büyük olmalıdır. En küçük montaj kuvveti F  F  F (3.31) M min Ö K olmalıdır. Cıvata, sıkma esnasında montaj ön gerilme kuvveti FM tarafından çekiye ve sıkma momentinin vidalar arasındaki sürtünmeyi yenmeye yarayan ve somunun cıvata üzerindeki hareketini sağlayan bölümü d M  F  2 d  tg (  ')  F  2  (tg  tan ') 12 M M 2 2 tarafından da burulmaya zorlanır. Cıvatadaki çeki gerilmesi F Ç  M ile hesaplanır. Gerilme kesiti için A 2  (d  d )  A  3 2 (3.32) S   4  2  37 F alınabilir. Böylece çeki gerilmesi Ç  M olur. AS Eğer cıvatanın sıkılması burulmasız özel yöntemlerle yapılırsa, sıkma momentinin oluşturduğu burulma gerilmesi d F 2  tg(  ')  M  M  12  2   (3.33) 3 W  ds /16 P eşitliğinden hesaplanır. FM kuvvetinin oluşturduğu çeki gerilmesi ise F d 2 s  M ; F   A   Ç M Ç S Ç (3.34) AS 4 bağıntılarından 2   d  d  tg(  ') / 2  4  s 2 (3.35) 3  ds /16 d  2   tg(  ') 2 (3.36) ds elde edilir. 38 3.8.5. Şafttaki Eşdeğer Gerilme Şekil Değiştirme Enerjisi Hipotezi yardımıyla çeki ve burulmaya eşdeğer mukayese gerilmesi eş    eş  Ç 1 3[2  tg(  ')  d / d ] (3.37) 2 s olarak hesaplanır. Standart cıvatalar için o o o α = 2 …3 ≈ 2,5 d2 / ds = 1,065 …1,039 ≈ 1,05 μ = 0,15 çelik/çelik malzeme çifti, kuru sürtünme μʹ = 0,15/0,866 = 0,173 = tgρʹ o ρʹ = 10 ; tg(α + ρʹ) ≈ 0,22 değerleri alınırsa eş  1,28 Ç (3.38) ile kolayca hesaplanabilir. Laboratuvar deneyleri, sıkma esnasında cıvatada oluşan çeki ve burulma gerilmelerine eşdeğer gerilmenin, cıvata malzemesinin 0,2 akma sınırının %90’ına eşit olduğu zaman malzemeden en iyi şekilde yararlanıldığını ortaya çıkarmıştır. 39 Şekil değiştirme enerjisine göre eşdeğer gerilme eş   0,9  (3.39) 0,2 olmalıdır. Eşitliğin her iki tarafı σÇ’ye bölünürse    eş   Ç   3  Ç  Ç   Ç   eşitliği elde edilir. Burulma gerilmesi için de denklem 3.36’daki değeri yazılırsa eş  eş Ç   (3.40) 2 2 '    4  tg(  )  1  3   1  3       1  d / d Ç  3 2  elde edilir. 3.8.6. Cıvata Sıkma Yöntemleri ve Sıkma Faktörü M12-M16 arasındaki 5.6 ve 6.8 kalitesindeki cıvatalarla bundan daha küçük boyutlu ama daha kaliteli cıvataların (8.8 ve 10.9 kalitesinde M8…M12 cıvatalar) elle oldukça doğru sıkılmakta buna karşın daha küçükler çoğu zaman fazla, büyükler ise az sıkılabilmektedir. Akma sınırına dayalı sıkmada, cıvata malzemesinin akma sınırına kadar sıkma momenti ile burulma açısı arasında lineer bağ oluşundan hareket edilir, lineerliğin bittiği noktada sıkma işlemi de biter. Dönme açısına göre sıkma yönteminde ise ön gerilme kuvveti ile burulma açısı arasındaki lineer ilişkiden yararlanılır. Her iki yöntemde de açıyı 40 ölçebilen özel anahtarlar kullanılır. Momente dayalı sıkma işleminde moment anahtarı kullanılır, ayarlanan momente ulaşınca sıkma işlemi sona erdirilir. Bir cıvatanın sıkılması için gerekli toplam moment 3.41 eşitliğinde verilmiştir.  d2  MCS  FÖ    tg(  ')  k  rk  (3.41)  2  Bu ifade aşağıdaki bölümlerden oluşur: d  2 M  F  tg 1 Ö 2 d2 M 2  FÖ   tg 2 M 3  FÖ   rk Ortalama bir sürtünme katsayısı olarak μ = 0,12 alırsak, standart cıvatalar için örneğin M10 cıvatasında (2.rk / d2 ≈ 1,75 alındı), bu bölümlerden vidanın öteleme hareketini sağlayan moment: d P M  F  2  tg  F  Ö 1 Ö 2 2 ile ifade edilir. Bu moment, yaklaşık olarak toplam momentin %14’ünü, dişler arasındaki sürtünmeyi yenen ikinci bölüm %31’ini, somun ve cıvata başı ile sıkıştırılan parçalar arasındaki sürtünmeyi yenecek üçüncü bölüm ise %55’ini oluşturur. Toplam momentin çoğunluğunu oluşturan ikinci ve üçüncü bölümler sürtünme katsayısı ile doğrudan ilişkilidirler. Bu da bize, konstrüksiyonda sürtünme katsayısını doğru tahmin etmenin önemini göstermektedir. Gerçekte sürtünme katsayısı, en küçük ve en büyük iki değer arasındaki aralık olarak elde edilir. Gerekli sıkma momentinin hesaplanmasında küçük değer dikkate alınmalı, dolayısıyla ön gerilme kuvvetinin elde edilecek büyük değerine göre cıvata kalitesi tespit edilmelidir. 41 Cıvatayı sıkmak için seçtiğimiz yönteme bağlı olarak aynı yöntemle sıkılan cıvatalarda sıkma momenti farklı olmaktadır. Bu sapmalardan dolayı uygulayacağımız moment Ms min ve Ms maks arasında değişir. Dolayısıyla montajdaki ön gerilme kuvvetleri de FM min ve FM maks arasında değişir. Bu farklılıklar sıkma faktörü αA ile ifade edilir: FMmaks  (3.42) A F M min Cıvataya gelen en büyük zorlama montaj aşamasındadır. Bu aşamada oturma olayı henüz başlamamıştır. Cıvataya etkiyen kuvvet Fmin’in tamamıdır. Eşdeğer gerilme hesaplanırken de FM’nin alabileceği en büyük değer FM maks dikkate alınır. FMmaks maks  AS  d F 2 Mmaks   tg(   ') 2 3  d /16 s eş   0,9  R P 0,2 ifadelerinden 0,9  RP 0,2  As FMmaks  (3.43) 2  tg(  ')  d  A  1  3 2 s     2 W p  elde edilir. Çizelge 3‘te sıkma faktörleri verilmiştir. 42 Çizelge 3. Cıvata sıkma faktörü αA (Babalık ve Çavdar 2012) αA Sıkma Yöntemi Sapma Miktarı (%) Motor veya el ile, akma sınırına veya dönme 1 ±5 ±12 açısına ayarlı yöntemle sıkma Cıvatanın uzamasını ölçü esası alan yöntemler 1,2 … 1,6 ±9 ±23 (karmaşık ve zor ölçüm), hidrolik sıkma 1,4 … 1,6 Moment ayarlı anahtarla sıkma ±17 ±23 1,7 … 2,5 Moment ayarlı özel takımlarla sıkma ±26 ±43 Impuls ayarlı, darbeli çalışan özel anahtarla 2,5 … 4 ±43 ±60 sıkma 3.8.7. Oturma Olayı Montaj kuvveti ile ön gerilmeli cıvata bağlantısında, montaj esnasında sıkıştırılan parçaların temas yüzeylerindeki pürüzlerin bir kısmı ezilir. Cıvatanın sıkıştırılması esnasında oluşan bu plastik deformasyonlar, cıvatanın aynı oranda biraz daha sıkılmasıyla etkisini kaybeder. Ancak pürüz tepelerinin ezilmesi, montaj esnasında karşılaşılan bu olayla bitmez, montajdan sonra da zaman içerisinde özellikle mikro hareketlerin etkisiyle artan bir biçimde yüzey pürüzleri, plastik deformasyona uğramaya, ezilmeye devam eder. Bu olaya cıvatanın oturması denir. Önceleri oldukça hızlı, sonra ezilme ile pürüzler azaldıkça daha yavaş devam eden oturma ile bağlantının toplam elastik deformasyonu IS kadar azalır. Oturma olayına cıvatanın başı-parça, somun-parça ve sıkıştırılan iki parçanın temas yüzeyleri arasında rastlanır. Ancak pürüzlerin büyük kısmı, daha sonra montaj esnasında ezildiğinden oturma nedeniyle karşımıza çıkan IS plastik deformasyonu, montaj öncesi yüzey pürüzleri toplamından daha küçük değerdedir. Oturma nedeniyle cıvataya sıkma esnasında verilen montaj ön gerilme kuvveti azalır. Oturma nedeniyle ön gerilme kuvvetinde FOt kadarlık bir kuvvet kaybı söz konusudur. 43 (ΔlC : Cıvatanın uzama miktarı, ΔlP : Sıkıştırılan parçaların kısalma miktarı, FM : İşletme esnasında cıvataya etkiyen maksimum kuvvet, FÖ : Ön gerilme, FİŞ : İşletme kuvveti, FK : Oturmadan dolayı kaybolan kuvvet, FÖˈ: Kalan ön gerilme, CC : Cıvatanın rijitliği, CP : Parçaların rijitliği) Şekil 25. Oturmanın sebep olduğu deformasyon değişimi (Babalık ve Çavdar 2012) Oturma değeri olarak pratikte, Bauer & Schaurte Karcher GmbH firmasının yaptığı deneyler sonucu verdiği öneriler kullanılır(Çizelge 4). Çizelge 4. Oturma miktarı IS [μm] (Babalık ve Çavdar 2012) Cıvata Eksenine Dik Titreşimli Eksenel Yük Kayma Gerilmesi veya Hali Kombine Yük Dişlerde 5 5 Düzgün Temas Yüzeyi RZ= 4 µm 2 4 Pürüzlü Temas Yüzeyi 4 8 RZ= 16 µm 44 Cıvatanın mukavemet sınıfına bakılmaksızın dişler için oturma miktarı 5 μm olarak alınabilir(Babalık ve Çavdar 2012). Masif cıvata bağlantılarında oturma miktarı yaklaşık olarak  I 0,34 I  3,29  K  3   10 (3.44) S  d   ile hesaplanabilir. Burada toplam oturma miktarı IS (fOt) ve cıvata-somun arasında sıkıştırılan parça kalınlığı IK’dır. IS ve IK’nin birimi mm’dir. Ön gerilmenin işletme anında azalmasına ayrıca cıvataların montajda akma sınırına yakın bir noktaya kadar zorlanarak sıkılmasında rastlanabilir. Bu durunda, işletme kuvvetinden cıvataya gelen ek yük ile cıvata akma bölgesine girebilir ve plastik deformasyona uğrar. Bu da ön gerilme kuvvetinin etkisini azaltır. 3.8.8 Dinamik Yük Altında Sürekli Mukavemet Cıvatayı sıkma momentinin, cıvatada oluşacak mukayese gerilmesi 0,2 uzama sınırının %90’ını aşmayacak şekilde belirlenmesi gerekmektedir. Ön gerilmeye işletme anında gelen ilave gerilmenin maksimum değeri FZ (3.45) m aks    0,1 0,2 Ö AS olmalıdır. İşletme kuvvetleri dinamik karakterli ise cıvatayı zorlayan statik gerilme F / 2 0  Ö  Z (3.46a) AS 45 ve gerilme genliği FZ / 2  (3.46b) G AS olur. Cıvatalarda en tehlikeli bölge, cıvatanın somuna veya karşı parçada vida açılmış deliğe geçiş bölgesidir. Bu noktadaki gerilmenin genliği FZ / 2 G  (3.47) A3 ile hesaplanır. Burada A3 vida diş dibi kesitidir. Cıvatalar için sürekli mukavemet değerleri Çizelge 5’te verilmiştir. 2 Çizelge 5. Cıvataların sürekli mukavemet genlik değerleri σG (N/mm ) (Babalık ve Çavdar 2012) Cıvataya Uygulanan Kalite M4 – M8 M10 – M16 M18 – M30 işlem Cıvata ıslah edilmiş 12 ve 10 70 60 50 8 ve 6 60 50 40 Cıvata ıslah edilmiş ve diş yuvaları 12 ve 10 110 100 90 yuvarlatılmış 8 ve 6 100 90 80 3.9. Cıvata Bağlantılarında Vida Üzerinden Kuvvet İletimi Normal cıvata bağlantılarında temas halindeki dişlerin zorlanması birbirine eşit değildir. Eksen yönündeki kuvvet cıvata şaftını uzamaya zorlarken, somun kısalır. Bundan dolayı cıvata ve somun hatveleri farklılaşır. İlk dişler yükün büyük kısmını, yaklaşık olarak yarısını alırlar(Şekil 26). 46 İlk dişte oluşan büyük gerilme, dinamik yük altında cıvatanın ömrünün azaltır ve yorulma kırılması hemen her seferinde ilk taşıyıcı diş civarında meydana gelir. İlk dişlerdeki büyük gerilmeyi azaltmak için, düşük elastisite modülüne sahip malzemeden yapılmış, özel şekillendirilmiş somun kullanılır. Somunun dayanma yüzeyine yuva açıp somunu daha elastikleştirerek, ilk dişlerdeki gerilmeyi azaltmak veya somunu çekiye zorlayacak şekilde şekillendirerek yükü tüm dişlere daha düzgün dağıtmak mümkündür. Şekil 26. Vidada deformasyonlar ve cıvatada gerilme dağılımı a)Standart somun b) Somunun alt yüzeyine yuva açılarak somun esnekleştirilmiş, ilk dişte gerilim azaltılmış c) Çeki somunu, dişlerde gerilim dağılımı düzgün (Babalık ve Çavdar 2012) 47 3.10. Cıvatanın Hesaplanması ve Seçimi Eğer cıvata bağlantısı kaldırma ve taşıma aletlerinde, çelik konstrüksiyonda, buhar kazanlarında veya basınçlı kazanlarda ise muhakkak kuvvet belirlenmesinde ve hesap sonuç karşılaştırılmasında bu konuda geçerli standart ve şartnameler dikkate alınmalıdır. Bu bölümdeki bilgi ve değerler, elastik durumda birbiri ile bağlanmış parçaların yüzeylerinin doğrudan birbirleriyle temas halinde ve bağlanan parçaların da rijit olduğu kabul edilerek verilmiştir. Cıvatanın pratik seçimi için cıvataya gelen yük, işletmedeki yüklemenin şekli ve cıvatanın kalitesi ile şekli bilinmelidir. Cıvatanın kalitesi belirlenip, cıvata çapının belirlenmesi için kabataslak F   FEK İŞ  0,1 Rp0,2  AGE  F AGE İŞ (3.48)   R 0,1 p0,2 2 formülü ile bulunur. Burada AGE (mm ) gerilim kesit alanıdır. 3.10.1. Pratikte kuvvet oranının kabaca kabulü Konstrüksiyon ölçüleri henüz belli olmadığından burada genel kabule gidilir. Değerin ' büyük olması kaba seçim için emniyetlidir. En büyük basit kuvvet oranı m ax , kır döküm malzemesi için yaklaşık olarak 0,7 alınır. Kuvvet dağılım faktörü n için de 0,5 değeri alınır. Böylece '  n   0,5  0,7  0,35 48 olarak hesaplanır. Bu değer 3.48 denkleminde yerine konulursa 3,5  F İŞ (3.49) A  GEger R p0, 2 2 denklemi elde edilir. Burada AGEger (mm ) cıvatanın gerekli gerilim kesit alanıdır. Cıvatanın gerekli gerilim kesit alanı hesaplandıktan sonra EK 1’den gerilim kesit alanı AGE’ye göre cıvata seçilir. Hesaplanan alan, statik ve eksen dışı zorlama altındaki şaftlı cıvatalar için geçerlidir. Burada seçim yapılırken tam eksenden zorlamada ve esnek cıvatalarda bir boy küçük, dinamik zorlamada bir boy büyük cıvata alınır. 3.11. Cıvata Bağlantılarında Gevşeme Önlemleri Gevşeme önlemlerini yalnız gevşemeye karşı önlemler ve gevşemeden doğan kayıplara karşı önlemler olarak iki grupta inceleyebiliriz. 3.11.1. Yalnız gevşemeye karşı önlemler 3.11.1.1. Kendiliğinden çözülme olayı Özellikle cıvata eksenine dik yönde dinamik olarak zorlanan cıvata bağlarında kendi kendine çözülme olayı ile sıkça karşılaşılır. Cıvata yorulabilir veya çözülebilir. Çözülmenin nedeni olarak bağlantının bir iç çözülme momentinden bahsedilebilir. Bu moment cıvata başı ile parçalar ve cıvata-somun dişleri arasındaki sürtünme bağının aşılması sonucu ortaya çıkar. Özellikle cıvata-somun ile yapılan bağlantılar tehlikededir. 49 Temel Kanun: Normal şartlarda cıvata-somun dişleri ile cıvata başı-parça arasında oluşan sürtünme bağı emniyetli bir bağlantı için yeterlidir. Mevcut sıkma uzunluğu 5d değerinden büyükse uygulamada dinamik yüklemede ek emniyet tedbiri almaya gerek yoktur. Konstrüktif önlemlerin yeterli gelmediği durumlarda ek emniyet elemanlarının kullanılması önerilir. 3.11.1.2. Bir cıvata bağının kendi kendine çözülme nedenleri Kendiliğinden gevşeme en fazla, ön gerilme kuvvet kaybından ortaya çıkar. Bağlantı sıkışmadığından somun veya cıvata kendiliğinden dönmeye başlar. Cıvata bağlantılarında kendiliğinden çözülme nedenleri genel olarak Şekil 27’de özetlenmiştir. 50 Şekil 27. Kendiliğinden çözülme nedenleri 3.11.1.3. Kendiliğinden gevşemeye karşı konstruktif önlemler Gerekli sıkma boyu olmalıdır. Normal olarak ön gerilmeli cıvata bağlantılarında gevşemeye karşı sıkma boyu ile cıvatanın nominal çapının oranı, önlem olarak düşünülen bir çözümdür. Standart metrik nominal ISO vidalı cıvata bağlantısında LSı  4  d (3,5  d ) (3.50) 51 Standart metrik ince dişli ISO vidalı cıvata bağlantısında LSı  4,5  d (4  d ) (3.51) olarak alınır. Eğer ısıdan dolayı meydana gelen enine hareketler gibi bağlantıyı enine zorlayan kuvvet varsa sıkma boyu hesaplanır. 3 F  L f  E Sı (3.52) 12  E  I y L (3.53) Sı  4 Burada Iy (mm ) cıvatanın eylemsizlik momenti, f (mm) cıvatanın sehimi, μB cıvata başı ve somunun temas yüzeylerindeki sürtünme katsayısıdır. 3.51 denkleminde cıvatanın sıkma boyunun küçük olması için cıvata malzemesinin elastislik modülü, cıvata çapı ve sehimi küçük olmalıdır. Bağlantı, yüksek ön gerilme kuvveti ile sıkılmalıdır. Cıvata malzemesi tam yani %90 Re kullanılmalıdır. Eğer konstrüksiyon şartları elverişli ise yüksek kaliteli cıvatalar kullanılmalıdır. Burada önemli olan bağlanan parçaların yüzey basıncını kaldırıp kaldıramamalarıdır. Cıvata başı ve somunun temas yüzeylerindeki sürtünme katsayıları μK ve μB, mümkün olduğu kadar yüksek tutulmalıdır. Bunun yanında ön gerilme kuvvetinin küçük olmaması için sıkma momentinin de paralel olarak düzeltilmesi gereklidir. Temas yüzeylerinin işlenme kalitesi hassas olmalı ve sıkma metodunun tam verilmesi gerekmektedir. 52 3.11.2. Gevşemeden doğan kayıplara karşı önlemler Dinamik zorlama altında olan cıvata bağlantılarında gevşemeden sonra bağlantı kendiliğinden çözülüp bağlantı parçaları kaybolabilir. Kaybolmalara karşı ya konstruktif önlemler alınır ya da konstrüksiyon şekil bakımından emniyetli yapılmalıdır. Tel ve pim, kaybolmalara karşı alınabilecek önlemlerdir. Bunların dışında gevşemelere karşı aşağıdaki önlemler de alınmaktadır. Ön Yükleme: Ön yükleme kuvveti, somunun sıkılması sonucunda cıvatanın eksenel olarak zorlanması nedeniyle oluşan kuvvettir. Ön yükleme titreşime bağlı gevşemeyi önlemede en kolay ve en ekonomik yöntemdir. Cıvata özelliklerine göre gerekli olan en uygun ön yüklemenin uygulanması gerekir. Kilitli veya Yapışkanlı Somun: Kilitli somunlar, gevşemeyi önlemede sıklıkla kullanılır. Burada biri üstte diğeri altta olmak üzere üst üste iki somun kullanılmaktadır. Burada en ideal kullanım, içte tam ve dışta yarım somun kullanımıdır. Nyloc® Somunlar: Bu somunların uç kısmında polimer kaplı diş vardır. Bu somunun kullanımı sayesinde tork artar ve bu sayede gevşeme potansiyeli azalır. Fakat yüksek sıcaklıklarda kullanıma uygun değildir. Naylon Toplu Ekler: Cıvata veya somun üzerinde oluklar açılıp oluk boyunca naylon toplar yerleştirilerek elde edilir. Bu ekler, dışa doğru çıkıntı oluşturur. Bu da sürtünmeyi artırarak torkun artmasına neden olur. Bu metot da yüksek sıcaklıklarda kullanıma uygun değildir. Deforme Somunlar: Somunun bir ucu dairesel olmayacak şekilde deforme edilerek elde edilir. Somun ya da cıvatada ek bir elastik enerji depolanır. Bu enerji de gevşemeye karşı bariyer oluşturur. Bir başka deyişle sürtünmeyi bariz bir şekilde artırır. Deforme Dişler: Somun ya da cıvaya dişlerinde yapılan deformasyonlar da sürtünmeyi bariz bir şekilde artırır. Bu da torkun artmasına neden olur. 53 Müdahale Edilmiş Dişler: Somun ve cıvatada farklı açıda diş profilleri oluşturularak elde edilir. Bu da gevşemeyi önleyici bir uygulamadır. Konik Dişler: Bu metot müdahale edilmiş dişlerin bir başka çeşididir. Burada somundaki iç çap, son birkaç diş koni şekline getirilerek değiştirilir. Bu da bağlantıda kilitleme meydana getirir. Kilitleme Pulları: Somunların iç veya dış yüzeylerinde ya da alt veya üst yüzeylerinde belirli simetride çıkıntılar yerleştirilir. Bu çıkıntılar yüzeylerde sürtünmeyi artırır ve kilitlemeyi sağlar. Bölmeli Kilitleme Somunu: Bu somunların üst kısmı genellikle üç bölmeden oluşur. Cıvata bu alana girerken, somunun yivli bölümü dişlerde ek sürtünme kuvveti uygular. Eğer deformasyonlar belli bir elastik aralığında sınırlı ise, bu çeşit somunlar gevşemeyi önlemede ve mekanizmayı kilitlemede oldukça yararlı olurlar. Çatal Pimli Somun: Bu somunlar, kale şekline bezeyen altı bölmeden oluşan somunlardır. Somun sıkıldıktan sonra somunun kaybolmaması için çatal pim yerleştirilir. Bu pim sayesinde mekanik kilitleme oluşur ve somunun dönmesi engellenir. Somun Kapağı ve Çatal Pim: Çatal pimli somundaki bölmeler yerine, somun sıkıldıktan sonra bölmeli çıkıntıları olan metal kapak somunun üzerine yerleştirilir. Çatal pim, çıkıntıların üzerinden ve cıvatadaki delikten geçerek takılır. Kilitleyici Teller: Bu metot, bir grup cıvatanın sabitlenmesinde genellikle uygulanır. Cıvata sıkıldıktan sonra tel, delinmiş cıvata başlarındaki delikler boyunca geçirilir. Kilitleyici teli ayarlamak için, gevşek cıvatalardan biri sıkılır. Bu sayede diğer cıvatalar da sıkılmış olur. Gevşemeyi önlemede oldukça pahalı bir metottur. Kilitlemeli Somun: Kilitlemeli somun, cıvata-somunlarda vibrasyon, darbe, şok kaynaklı veya nedeni ne olursa olsun oluşan gevşemeyi önleyen yeni bir tasarımdır. Somun üzerine özel dizayn kanal açılmıştır. Somunun cıvataya montajında kanallara gelen cıvata dişleri kanal dizaynından dolayı cıvata dişine baskı yaparak sıkıştırır. Bu baskı gevşemeyi tamamen önlemektedir. 54 Kilitleyici Kaplamalar: Cıvataların ya da somunların dişli kısımlarına baştan 2-3 diş bırakılarak ortalama 8mm genişliğinde tatbik edilen yapışkan kimyasalı, cıvatanın sıkılması sonrasında aktif hale gelerek sertleşir ve kilitlenme olayını gerçekleştirir. Aslında kimyasal mikrokapsüller içinde bulunan epoksi reçineden ibarettir. Cıvataların sıkılmasıyla patlayan mikrokapsüllerden çıkan epoksi reçine, oda sıcaklığında çok kısa süre içerisinde kuruduktan sonra tamamen sertleşerek yapışkanlık sağlar. Bu türde kaplanmış cıvataların raf ömrü 20-25 derecelik ısıda 4 yıldır. Şekil 28. Cıvata gevşemelerine karşı alınabilecek önlemler 55 4. ARAŞTIRMA BULGULARI Ön gerilmeli cıvata bağlantılarındaki gevşemelerin nedenini anlayabilmek için, Junker makinesine benzer bir makine üretilmiş ve deneyler yapılmıştır. Hem eksenel hem de kesme yönünde yüksek frekanslı titreşim üretebilen bir test düzeneği üretilmiştir. Cıvata boyutu, kalitesi, bağlama uzunluğu, ön gerilme kuvveti uygulama sınırı, yağlama, cıvata, somun ve bağlanan yüzeylerin kaplanması, test frekansı ve eksenel ve yanal yer değiştirme değerleri faktörleri kullanılarak deney planı yapılmış fakat çok fazla deneye ihtiyaç duyulduğu belirlenmiştir. Deney sayısı çok olduğundan sadeleşmeye gidilmiş ve deney sayısı azaltılmıştır. Sonlu elemanlar metodu kullanılarak cıvatalar üzerindeki tork kayıpları belirlenmiştir. Yapılan deneylerde daha önce yapılmış olan deney sonuçlarına ulaşılmış, belirlenen parametrelerin cıvata bağlantılarındaki gevşemede etkili olduğu gözlenmiştir. Junker test düzeneği Şekil 29’da gösterilmiştir. Düzenek sürücü motor, test bloğu, veri toplama donanımı ve grafik verilerinin görüntülendiği monitörden oluşmaktadır. Düzenekte, cıvata bağlantısının davranışları, çevrim sayısına bağlı sıkıştırma kuvveti tarafından karakterize edilir. Sıkma kuvvetindeki düşüşler Şekil 30’daki gibi gösterilir. Şekil 29. Junker test düzeneği 56 Şekil 30. Sıkma kuvvetindeki düşüşler (Çavdar 2014) Junker’ın teorisine göre cıvata bağındaki çözülme olayının dört aşaması Şekil 31’de verilmiştir. A: Etkiyen yük ile birlikte dişler arası boşluğun artması B: Parçaların kayma hareketi devam ettiğinde cıvatanın ters yöne doğru eğilmesi C: Halen çözülmenin olmadığı ancak somunun ters yöne hareket ettiği durum D: Diş boşluğunun ve ön gerilme kaybının son aşamaya gelmesi Çözülme davranışına etki eden faktörleri açıklayan Junker, hiçbir ek torklama cihazı ve emniyet elemanının kullanılmadığı bağlantılarda aşağıdaki önerileri vermektedir. - Bir cıvatadaki elastik şekil değiştirme, somunu çözmeye çalışan bir tork yaratır. - Titreşim genliği belirli bir değere ulaştığında, şaft ve somun dişleri arasında aynı anda da somun ve cıvata başı ile bağlanan parçalar arasında bir enine kayma meydana gelir. 57 - Bu kayma belirli bir sınır değeri aştığında bağlanan parçalar arasındaki sürtünme bağı ortadan kalkar, cıvatanın iki ucu serbest kalır ve cıvata sıkmanın ters yönünde döner. - Dış kuvvetler olsun ya da olmasın, dişler ve somun-parça arasındaki sürtünme kuvvetleri yenilmedikçe çözülme olmaz. Şekil 31. Junker’e göre cıvata bağının çözülme sürecinin gösterimi (Çavdar 2014) 4.1. Test Cihazları DIN 65151 ve DIN 25201 standartları cıvata bağlarında kullanılan, çözülmeyi önleme, tedbir ve elemanların etkinliğini test etmek amacıyla ortaya konmuş olan standartlardır. Oldukça eski olan bu standartlardan DIN 25201, raylı taşıtlardaki uygulamalar için ortaya konulmuştur. Günümüzde henüz binek araçlardaki cıvata bağlarına özgü bir standart mevcut değildir. Mevcut standartlara uygun şekilde testlerin yapılabilmesi 58 amacı ile çeşitli ölçme ve test cihazları tasarlanmıştır. Şekil 32’de Junker’a ve DIN 65151’e uygun olarak çalışan bir test cihazının mantıksal yapısı, Şekil 33’te de Almanya Zwickau Üniversitesi’nde araştırma amaçlı yapılan çözülme test cihazı görülmektedir. Junker’ın 1969 yılında geliştirdiği yaklaşım, halen günümüzde uzay araştırmaları da dahil, çözülmeyi engelleyici ek eleman ve yöntemlerin etkinliğinin araştırılmasında kullanılmaktadır. Yöntemde, enine yöndeki kayma kuvvetlerinin etkisi araştırılmasına rağmen, cıvatanın ekseni yönündeki çekmeye zorlayan kuvvetler ile bağlantıyı eğmeye çalışan düzlemlerdeki kuvvetlerin etkisini araştıran metotlar henüz bulunamamıştır. Şekil 32. Junker test cihazı şeması, 1: Ayarlı eksantrik, 2: Bağlama parçası, 3: Yanal yük ölçme elemanı, 4: Bağlama plakası, 5: Çözülme sensörü, 6: İndüktif yer değiştirme sensörü, 7: Test edilen cıvata, 8: Gövde (Çavdar 2014) Şekil 33. Zwickau Üniversitesi cıvata çözülmesi araştırma standı (Çavdar 2014) 59 Literatürde tanıtımı yapılan cıvata bağı çözülme test cihazlarının parametreleri genel olarak aşağıdaki gibi verilmektedir. Boyut: M6-M36 - Kalite: 4.8-10.9 Enine yük: 1,2 kN-50 kN Test frekansı: 12,3-59 Hz Sıkma kuvveti: 20 kN-160 kN Yatay yer değiştirme: 0,07±3 mm Bağlama uzunluğu: 1,5 mm-17 mm 60 5. SONUÇLAR VE YORUMLAR Bu çalışmada, ön gerilmeli cıvata bağlantılarındaki titreşime bağlı çözülme olayı üzerine mevcut teoriler analiz edilerek deney cihazları üzerinde durulmuştur. Çözülme olayının anlaşılması ve denemelerin yapılabilmesi için bir metodoloji üzerinde durularak yeni bir test cihazı tasarlanmış ve üretilmiştir. Mevcut standart ve sistemlerde otomotive özgü bir cıvata çözülme tespit mekanizması yoktur. Oysa otomotiv üzerinde farklı boyut ve kalitede yüzlerce cıvata, çalışma ömürleri boyunca birçok farklı değer ve frekansta titreşimli yüklemelere maruz kalmaktadır. Bunun sonucunda da önemli yerlerde çok önemli görevlere sahip cıvatalarda ön gerilme kayıplarına rastlanmakta ve sonuç olarak ya bağlantı tamamen kaybedilmekte veya araçta istenmeyen gürültüye neden olan titreşimler görülebilmektedir. Otomotive özel olarak bağlama cıvataları hem eksenel hem de yanal yönde kuvvetler ile aynı anda zorlanmaktadırlar. Ancak yukarıda da anlatıldığı gibi bu yönleri dikkate alan bir test standardı daha önce olmadığından, yeni bir yaklaşımla, hem eksenel hem de dikey yöndeki kuvvetlerin cıvatanın çözülmesine etkilerinin araştırılabildiği bir deney standı üretilmiştir. Ancak bu şekilde gerçeğe yakın deney sonuçlarına ulaşılabileceği, çözülme olayının daha net anlaşılarak mevcut teorilerin etkinliği hakkında fikir sahibi olunabileceği düşünülmüştür. Üretilen bu yeni test düzeneğinde; M8, M10 cıvata boyutu, 8.8, 10.9 cıvata kalitesi, bağlama uzunluğu (sıkılan parçaların kalınlıkları), ön gerilme kuvveti uygulama sınırı (0,75·σ0,2 gibi) , yağlama (tribolojik şartlar), cıvata, somun ve bağlanan yüzeylerin kaplaması, test frekansı, eksenel ve yanal yer değiştirme değerleri parametreleri belirlenmiş ve çok sayıda deneye ihtiyaç duyulduğu hesaplanmış, deney sayısı azaltılarak testler yapılmıştır. Deney parametreleri ve bazı değişkenler Çizelge 6’da verilmiştir. 61 Çizelge 6. Deney parametreleri ve değişkenler Cıvata Boyutu Cıvata Kalitesi Bağlama Uzunluğu (mm) Uygulanan Yük (%) M8 8.8 50 0.5· σ0.2 M10 10.9 100 0.75· σ0.2 M12 12.9 150 1.0· σ0.2 Cıvata bağının çözülme davranışı, titreşim kuvvetlerinin tekrar sayısına bağlı olarak sıkma kuvvetinin değişimi ile temsil edilir. Pratikte uygulanan üç farklı değerlendirme türü vardır: 1. Yük tekrar sayısının belirlenmesinin ardından kalan sıkma kuvvetinin belirlenmesi. 2. Cıvata yorulma sınırının hesaplanması. 3. Cıvatada sıkma kuvvetinin kaybolduğu tekrar sayısının tespiti. Parametrik çalışmalarla gerçekleştirilen karşılaştırma testlerinde, örneğin özel kilitleme elemanları, yapıştırma, çift somun vb. güvenlik elemanları, kalibrasyon testlerinde tanımlanmış olan yer değiştirme değerlerine göre test edilirler. Genel olarak, kuvvetin 2000 tekrarının ardından bağlantıda kalan sıkma kuvvetinin başlangıç değerine göre %20 azalması uygun kabul edilir. Bir başka ifade ile; ön gerilme kuvvetinin %80’inin yerinde kalması istenir. Bu koşul sağlandığında cıvata kilitleme mekanizmasının/önleminin etkin olduğu kabul edilebilir. Cıvatalar, birçok sektörde oldukça yaygın kullanıma sahip bağlama elemanlarıdır. Bu kadar yaygın kullanılmalarına ve çeşitli elemanları bağlamada yeterli olmalarına rağmen, cıvata bağlantılarında meydana gelen tork kayıpları bu bağlantıların verimliliğini ve güvenirliğini önemli ölçüde azaltmaktadır. Tork kayıpları nedeniyle meydana gelen kazalar, bilim adamlarının tork kayıpları üzerinde durmalarını sağlamıştır. Buna bağlı olarak tork kayıplarının nedenleri üzerinde durulmuş, 62 bağlantılardaki gevşemeleri önlemek için neler yapılabileceği üzerinde araştırmalar yapılmıştır. Çeşitli deneyler ve metotlarla yapılan incelemelerde, faklı materyallerin faklı sonuçlar verdiği görülmüştür. Yapılan deneylerde, sadece yanal yöndeki kuvvetler dikkate alınmış, eksenel yöndeki kuvvetler incelenmemiştir. Bu araştırmada ise, tork kayıplarını eksenel yöndeki kuvvetlerin de etkilediği düşünülerek her iki yöndeki kuvvetlerin etkilerini anlamamızı sağlayan bir test cihazı üretilmiş ve deneyler yapılmıştır. Yapılan deneylerde, eksenel yöndeki kuvvetlerin, cıvata bağlantılarında meydana gelen tork kayıplarında çok fazla etkili olmadığı anlaşılmıştır. Bu deneylerde, daha önce yapılan araştırma bulgularına benzer sonuçlar elde edilmiştir. Bilgilerin gizliliği nedeniyle test sonuçları paylaşılmamıştır. Yapılan incelemeler sonucunda, tork kayıplarını önlemede aşağıdaki uygulamalarının yapılması tavsiye edilir. - Gerekli ön yüklemenin yapılması - Yerine göre kilitli veya yapışkanlı somun, Nyloc somun, naylon toplu ekler, deforme somunlar, deforme dişler, müdahale edilmiş dişler, konik dişler, kilitleme pulları, bölmeli kilitleme somunu, çatal pimli somun, somun kapağı ve çatal pim, kilitleyici teller, kilitlemeli somun, kilitleyici kaplamalar kullanılması - Yeterince uzun cıvata kullanılması - Az sayıda büyük çaplı cıvata yerine, çok sayıda küçük çaplı cıvata kullanılması - Cıvata ve somun dişleri arasındaki boşluğun küçük tutulması - Yağlama yapıldığı durumlarda daha fazla ön yükleme yapılması - Cıvata başı altındaki sürtünme katsayısının artırılması - Kaplama yüzeyinin daha ince yapılması - Cıvata üretiminde kaliteli malzeme kullanılması - Cıvata ve somun yüzeylerinin çok iyi işlenmesi 63 Ayrıca, cıvatalardaki gevşeme olayını tahmin etmek için yapılan çalışmalar, tork kayıplarını daha iyi anlamak açısından oldukça faydalıdır. Simülasyonlardan elde edilen sonuçlar, cıvata ve somun tasarımı için üretici firmalara kolaylık sağlayacaktır. 64 6.KAYNAKLAR Anonim, 1998. Transverse vibration loosening characteristics of high-strength fastened joints using direct tension indicators (DTIs). SPS Technologies. Jenkintown, PA. Anonim, 2011. Böllhoff bulletin securing threaded connections. http://www.boellhoff.com/static/pdf/downloadcenter/EN/Bulletin-27-Securing- Threaded-Connections-EN-1627.pdf. (Erişim tarihi: 20.02.2015). Anonim, 2012. Cıvatalı bağlantılarda emniyetli tork değerinin teorik ve deneysel olarak belirlenmesi. Mühendis ve Makina, 53(633): 43-51. Babalık, F. C., Çavdar, K. 2012. Cıvatalar: Makine elemanları ve konstrüksiyon örnekleri, Bursa, Türkiye, s.191-231. Bhattacharya, A., Sen, A., Das, S. 2010. An investigation on the anti-loosening characteristics of threaded fasteners under vibratory conditions: Mechanism and Machine Theory, 45(8): 1215–1225. Bickford, J. H. 2007. Self-loosening: Introduction to the design and behavior of bolted joints, Ed.: Faulkner, L. L., New York, pp: 303-325. Buchmann, M. 2010. Advanced monitoring system for bolted connections in vehicle construction. Dipl.-Ing.(FH), NMMU Faculty of Engineering, Port Elizabeth. Çavdar, K., Bilal, H., & İnce, U. 2014. Cıvata bağlantılarında tork kaybını engellemek amacıyla metodoloji geliştirilmesi. OTEKON’14 7. Otomotiv Teknolojileri Kongresi, 26-27 Mayıs 2014, Uludağ Üniversitesi, Bursa. Fernando, Dr. Saman 2005. Mechanisms and precention of vibration loosening in bolted joints. Australian Journal of Mechanical Engineering, 2(2): 73-92. Friede, R., & Lange, J. 2009. Self loosening of prestressed bolts. NSCC2009, 2-4 Eylül 2009, Malmö. Fujioka, Y., & Sakai, T. 2015. Rotating loosening mechanism of a nut connecting a rotary disk under rotating-bending force. http://mechanicaldesign.asmedigitalcollection.asme.org/article.aspx?articleid=1448735 &resultClick=3 (Erişim tarihi: 25.02.2015). Gemalmayan, N. 2010. Bağlama ve hareket cıvataları. http://websitem.gazi.edu.tr/site/nihatgem/files/download/id/35032 (Erişim tarihi: 25.02.2015). 65 Hasmihura, S., Komatsu, K., Inoue, C., & Nakao, T. 2008. A new tightening method of bolt/nut assembly to control the clamping force. Journal of Advanced Mechanical Design, Systems and Manufactoring, 2(5): 896-902. Hattori, T., Yamashita, M., Mizuno, H., & Naruse, T. 2010. Loosening and sliding behaviour of bolt-nut fastener under transverse loading. http://www.epj-conferences.org (Erişim tarihi: 12.05.2015). Ishimura, M., Karami, A., Sawa, T., & Nagao, T. 2010. Bolt-nut loosening in bolted flange, connections under repeated bending moments. Proceedings of the ASME 2010 Pressure Vessels & Piping Division / K-PVP Conference PVP2010, 18-22 Temmuz 2010, Bellevue, Washington. Izumi, S., Yokoyama, T., Kimura, M., & Sakai, S. 2009. Loosening-resistance evaluation of double-nut tightening method and spring washer by three-dimensional finite element analysis. Engineering Failure Analysis, 16: 1510-1519. Jiang, Y., & Lee, C.-H. 2006. Finite element modeling of self-loosening of bolted joints. http://mechanicaldesign.asmedigitalcollection.asme.org/article.aspx?articleid=1449272 &resultClick=3 (Erişim tarihi: 09.01.2015). Kasei, S. 2007. A study of self-loosening of bolted joints due to repetition of small amount of slippage at bearing surface. Journal of Advanced Mechanical Design, Systems and Manufactoring, 1(3): 358-367. Kurban, A. O. 1985. Cıvata bağlantılarında ve sızdırmazlığın önemli olduğu sistemlerde ön gerilmenin dinamik yükleme açısından incelenmesi. Yüksek Lisans Tezi, Erciyes Üniversitesi, Fen Bilimleri Enstitüsü, Makina Anabilim Dalı, Kayseri. Kutay, M. G. 2009. Cıvatalar ve Somunlar. http://www.guvenkutay.ch/civata/08a_civata.pdf (Erişim tarihi: 03.11.2015). Minguez, J. M., & Vogwell', J. 2005. Theoretical analysis of preloaded bolted joints subjected to cyclic loading. International Journal of Mechanical Engineering Education, 33(4): 350-357. Nassar, S. A., & Housari, B. A. 2007. Study of the effect of hole clearance and thread fit on the self-loosening of threaded fasteners. Transactions of the ASME, 129: 586-594. Nassar, S. A., & Templeton, D. 2011. A novel optical method for real-time control of bolt tightening. http://pressurevesseltech.asmedigitalcollection.asme.org/article.aspx?articleid=1461741 &resultClick=3 (Erişim tarihi: 04.11.2015). Pai, N., & Hess, D. 2002. Three-dimensional finite element analysis of threaded fastener loosening due to dynamic shear load. Engineering Failure Analysis, 9: 383- 402. 66 Ramey, G. E., & Jenkins, R. C. 1995. Experimental analysis of thread movement in bolted connections due to vibrations. Aburn University, Auburn. Sanclemente, J., & Hess, D. 2007. Parametric study of threaded fastener loosening due to cyclic transverse loads. Engineering Failure Analysis, 14: 239-249. Sawa, T., İshimura, M., & Karami, A. 2010. A bolt-nut loosening mechanism in bolted connections under repeated transverse loadings (Effect of inclined bearing surfaces on the loosening). Proceedings of the ASME 2010 Pressure Vessels & Piping Division / K-PVP Conference PVP2010, 18-22 Temmuz 2010, Bellevue, Washington. Shoji, Y., & Sawa, T. 2011. Self-loosening of nuts due to external load. SIMULIA Customer Conference, 16-19 Mayıs 2011, Barcelona. Takahashi, T., Ueno, T., Yamaji, M., & Amasaka, K. 2010. Establishment of highly precise CAE analysis model using automotive bolts. International Business & Economics Research Journal, 9(5): 103-113. Temiz, V. 2011. Cıvata. http://web.itu.edu.tr/temizv/Sunular/Civata.pdf (Erişim tarihi: 20.12.2015). Vand, E. H., Oskouei, R. H., & Chakherlou, T. N. 2008. An experimental method for measuring clamping force in bolted connections and effect of bolt threads lubrication on its value. http://waset.org/publications/7105/an-experimental-method-for-measuring- clamping-force-in-bolted-connections-and-effect-of-bolt-threads-lubrication-on-its- value (Erişim tarihi: 22.12.2015). Yamada, H., & Amasaka, K. 2011. Highly-reliable CAE analysis approach- application in automotive bolt analysis. http://www.davidpublishing.com/show.html?765 (Erişim tarihi: 01.03.2015). Yang, X., & Nassar, S. 2010. Vibration-induced loosening performance of preloaded threaded fasteners. Proceedings of the ASME 2010 Pressure Vessels & Piping Division / K-PVP Conference PVP2010, 18-22 Temmuz 2010, Bellevue, Washington. Zaki, A. M., Nassar, S. A., & Yang, X. 2010. Effect of thread and bearing friction coefficients on the self-loosening of preloaded countersunk-head bolts under periodic transverse excitation. http://tribology.asmedigitalcollection.asme.org/article.aspx?articleid=1468521&resultCl ick=3 (Erişim tarihi: 26.06.2015). 67 EK 1 - Metrik ISO-Standart dişli vidalar (ISO 68 ; DIN 13 T1 ; TS61/3), ölçüler mm dir. 68 ÖZGEÇMİŞ Adı Soyadı : Nihal AKPINAR Doğum Yeri ve Tarihi : Bursa / 28.05.1986 Yabancı Dili : İngilizce Eğitim Durumu Lise : Bursa Süleyman Çelebi Lisesi (Y.D.A.) (2000- 2004) Lisans : Karaelmas Üniversitesi / Mühendislik Fakültesi Makine Mühendisliği (2005-2010) Yüksek Lisans : Uludağ Üniversitesi / Fen Bilimleri Enstitüsü Otomotiv Mühendisliği Anabilim Dalı Taşıt Tasarımı Programı Çalıştığı Kurumlar ve Yılı DMT Makine Ltd. Şti. (2011-2012) Geomet Mühendislik Proje ve Danışmanlık Ltd. Şti. (2014-2015) Emcekare Mühendislik (2015-… ) İletişim(e-posta) : pinar_nihal@hotmail.com 69