OTEKON’14 7. Otomotiv Teknolojileri Kongresi 26 – 27 Mayıs 2014, BURSA OTOMOTİV FABRİKA İÇİ ARAÇ TAŞIMA HATLARI İÇİN OPTİMUM SKİD TASARIMI Necmettin Kaya*, İdris Karen**, Gürol Çokünlü***, Önder Tokçalar*** Uludağ Üniversitesi, Mühendislik Fakültesi, Makine Mühendisliği Bölümü, Bursa Orhangazi Üniversitesi, Mühendislik Fakültesi, Makine Mühendisliği Bölümü, Bursa *** TOFAŞ Arge Merkezi, Üretim Teknolojisi Geliştirme Müdürlüğü, Bursa * ** ÖZET Otomotiv araç üretim ve boya kataforez hatlarında kullanılan ve araçları üzerinde taşıyan kafes yapılarda (skid) zamanla oluşan kalıcı deformasyonlar üretim hatlarında problemlere ve yeni skid alımlarına neden olmaktadır. Kullanılan skid’lerin kullanım ömürlerinin uzaması ve zamanla oluşan “muzlaşma” diye tabir edilen kalıcı deformasyon probleminin ortadan kaldırılması için daha rijit ve hafif yapıların kullanılması kaçınılmazdır. Bu çalışmada, maksimum rijitlikte ve minimum kütlede skid tasarımı için yapısal optimizasyon yöntemleri kullanılarak yeni bir skid tasarımı gerçekleştirilmiştir. Topoloji optimizasyonu ile optimum malzeme dağılımı belirlenmiş, malzeme dağılımı yorumlanarak üretilebilir skid tasarımı gerçekleştirilmiş, optimum ve temin edilebilir profil kesiti belirlenmiş ve kesit boyutları standartlardan seçilmiştir. Kalıcı deformasyon problemine çözüm olabilecek yeni bir skid tasarımı geliştirilerek sonlu elemanlar analizler ile doğrulanmıştır. Belirlenen yeni skid tasarımının TOFAŞ tarafından prototip olarak imal ettirilerek mevcut kataforez boya hattında denenmesi ve tasarım doğrulama testlerinin yapılmasının ardından kullanıma geçilecektir. Anahtar kelimeler: Araç taşıma hattı, skid, optimum skid tasarımı. OPTIMIM SKID DESIGN FOR VEHICLE TRANSPORTATION IN AUTOMOTIVE FACTORY ABSTRACT Permanent deformation of vehicle carrying lattice structures (skid) is one of the important problems at vehicle cataphoresis paint and production lines. This problem leads to stop the production lines and buy to new skids. In order to eliminate the permanent deformation, more rigid and light skid structure design is inevitable. In this study, new skid is designed using structural optimization methods to have maximum rigidity and minimum mass. Topology optimization method was used to determine the optimal material distribution, the results are interpreted to model a new skid design. Then optimum cross section profile is selected from standard cross-sectional dimensions. New skid design was then analyzed and compared to previous design. After prototyping the new design, testing and validation will be performed at TOFAŞ, and then it will be used at cataphoresis paint production lines. Keywords: Vehicle transportation line, skid, optimum skid design. hatlarında araç gövde iskeletlerini taşınması, hatlar arası geçişlerde aracın taşınması, kataforez daldırma işleminde aracın taşınması, fırın konveyöründe aracın taşınması sayılabilir. Ayrıca skidlerin forklift ile taşınması ve depolama amaçlı saklanmasında istiflenerek yük taşıması durumu da söz konusudur. Bu yapıların tekrarlı yüklemelere karşı üzerlerinde oluşan deformasyonların azaltılması ve hafifleştirilmeleri ile kullanım ömürlerinin 1. GİRİŞ Otomotiv sektöründe, boya kataforez hattında kullanılan ve araçları üzerinde taşıyan skid yapılarda zamanla oluşan kalıcı deformasyonlar, üretim hatlarında ek işçiliğe ve yeni skid alımlarına neden olmaktadır. Bu taşıyıcı yapılar standart profillerden imal edilmekte ve kullanım ömürleri boyunca birçok yükleme altında çalışmaktadırlar. Bunlar arasında kataforez üretim 1 uzatılması mümkündür. Bu çalışmada, maksimum rijitlikte ve minimum kütlede yeni bir skid tasarımı için yapısal optimizasyon yöntemleri kullanılmıştır. Topoloji optimizasyonu ile optimum malzeme dağılımı belirlenmiş, malzeme dağılımı yorumlanarak üretilebilir skid tasarımı gerçekleştirilmiş, optimum ve temin edilebilir profil kesiti belirlenmiş ve kesit boyutları standartlardan seçilmiştir. Kalıcı deformasyon problemine çözüm olabilecek yeni bir skid tasarımı geliştirilerek sonlu elemanlar analizleri ile doğrulanmıştır. Belirlenen yeni skid tasarımı TOFAŞ tarafından prototip olarak imal ettirilerek mevcut kataforez boya hattında denenmesi ve tasarım doğrulama testlerinin yapılması planlanmıştır. Yeni skid tasarımı için skid’in ana taşıyıcı kol kesit tipi ve boyutları belirlenmiş, topoloji optimizasyonundan elde edilen sonuçlara göre skid tasarımı güncellenmiş ve yeni skid tasarımı ile mevcut model arasında sonlu elemanlar analizleri yapılarak sonuçlar karşılaştırılmıştır. Konu ile ilgili skid yapılar üzerine yapılmış herhangi bir çalışma literatürde rastlanmamıştır. Ancak skid’in sıcaklık değişimlerinden kaynaklanan çevrimsel yüklemelere maruz benzer sınır şartlarındaki yapılar için gerçekleştirilen araştırma çalışmalarının literatürde mevcut olduğu görülmüştür. Bu tür yapılar arasında kiriş modelleri, elektronik sistemler, boyler ve kazanlar, nükleer reaktör parçaları, otomotiv piston ve silindir kafaları, kimyasal tanklar bulunmaktadır [1,2,3,4,5]. Literatür araştırmasında çevrimsel sıcaklık değişimlerinden dolayı termo-mekanik yorulma olayının skid üzerinde etkili olabileceği ve skid üzerinde oluşan kalıcı deformasyonun (birikimli deformasyon) nedeninin termo-mekanik yorulma olabileceği düşünülmektedir. Çevrimsel sıcaklık değişiminden dolayı meydana gelen kalıcı deformasyon birikimi literatürde “Ratcheting” (yorulma bozunumu) olarak geçmektedir [6,7,8,9,10,11,12]. Ancak yorulma bozunumu analizleri bu çalışmada incelenmemiştir. Birikimli kalıcı deformasyona neden olan yüksek yerdeğiştirme ve gerinme değerlerinin düşürülmesinin skid’in yorulma ve kalıcı deformasyonuna etkisinin olumlu olacağından hareketle bu çalışmada skid’in ana kirişlerinin mukavemetinin artırılarak daha düşük deformasyon, gerilme ve gerinme değerlerine ulaşılması hedeflenmiştir. Şekil 1. Mevcut skid yapısı Şekil 2. Mevcut skid araç taşıma konumu İncelenen yükleme şartlarında, skid yapıların üzerinde oluşan kalıcı deformasyonun nedeninin skid’in fırın içinde maruz kaldığı çevrimsel sıcaklık değişimlerinden ve buna bağlı olarak zamanla plastik deformasyonun biriktiği ve gövde stok hattına araç gönderen yatay transfer bölgesinde oluşan çalışma şartlarından kaynaklandığı öngörülmüştür. Mevcut hat üzerinde kullanılan bir skid üzerinde kalıcı deformasyon miktarı ölçülmüş ve skid kirişlerinin uç noktalarında düşey yönde 20 mm civarında kalıcı yer değiştirmeler olduğu görülmüştür (Şekil 3). 2. MEVCUT SKID YAPISININ ANALİZLERİ Öncelikle, mevcut durumda kulanılan skid yapılarının fabrika içindeki çalışma koşulları araştırılmış ve farklı yükleme durumlarında statik analizler yapılarak yükleme koşullarında gerilme dağılımları elde edilmiştir. Mevcut skid yapısı ve araç taşıma durumu Şekil 1 ve Şekil 2’de verilmiştir. Şekil 3. Skid üzerindeki oluşan kalıcı deformasyon İlk aşamada mevcut skid’in fırın içindeki ve yatay transfer hattındaki davranışı sonlu elemanlar yöntemi ile modellenerek termal gerilme ve eğilme analizleri gerçekleştirilmiştir. 2 2.1. Skid`in kataforez fırını içinden geçme durumu Fırın içi skid alt yüzeylerinin oturduğu konveyör rijit olarak tanımlanmış ve skid ile konveyör arasında temas tanımı yapılmıştır. Skid geometrisi üç boyutlu ve 10 düğüm noktasına sahip kuadratik tetrahedral elemanlardan oluşturulmuştur. Toplam eleman sayısı 358612 olup toplam düğüm noktası sayısı ise 711556’dır. Skid üzerinde elemanların dağılımı Şekil 6’da verilmiştir. Sıcaklıktan kaynaklanan deformasyonların hesaplanabilmesi için skidin kataforez boya hattında fırın içi sıcaklık değişimi ölçülmüş ve sıcaklık dağılımı Şekil 4’te verilmiştir. Sıcaklık iki kiriş (sağ ve sol) üzerinde 2’şer noktadan alınmıştır. Şekil 4. Fırın içi skid üzerindeki sıcaklık değişimi Skidin fırına girişteki sıcaklığı 20 oC iken fırın içinde maksimum 175 oC’ye çıkmakta ve çıkışta tekrar başlangıç sıcaklığına düşmektedir. Fırın içindeki bu süreç 80 dakika sürmektedir. Şekil 6. Sonlu elemanlar modeli eleman dağılımı Araç ağırlığı, skid ağırlığı ve sıcaklık değişiminden dolayı yapı üzerinde oluşan yer değiştirme dağılımı zamana bağlı olarak elde edilmiştir. Fırın içinde skid’in kalma süresi (simülasyon zamanı) 80 dakika olup bu süreç içinde en yüksek sıcaklık olan 175 oC’de yapı üzerinde en fazla yer değiştirme olmaktadır Şekil 5. Fırın içi skid sınır şartları Skid üzerinde araç var iken fırın içi çalışma şartları model üzerine uygulanarak sonlu elemanlar yöntemi ile skid üzerinde gerilme ve yerdeğiştirme dağılımları elde edilmiştir. Sonlu elemanlar modelinde elastisite modülünün sıcaklık ile değişimi ve temas tanımları yapılmıştır. Skid fırın içi sınır şartları Şekil 5’te verilmiştir. Skid’in fırın içindeki sıcaklık değişiminden dolayı üzerinde oluşan gerilme ve deformasyonların analizi için fırın içindeki sınır şartları dikkate alınmıştır. Aynı zamanda araç ağırlığı da yapı üzerine uygulanmıştır. Araç ağırlığı 524 kg olup toplam yük taşıtın ağırlık merkezinden skid’in 4 tane olan araç taşıma pimlerine oransal olarak dağıtılmıştır. Skid’in 182 kg olan ağırlığı da yerçekimi yükü olarak uygulanmıştır. Şekil 7.Fırın içi sınır şartlarında toplam yerdeğiştirme dağılımı Toplam yer değiştirme dağılımı sonuçlarına göre en fazla yer değiştirme, aracın skid üzerindeki konumuna göre aracın ön tarafında kalan kiriş uç noktalarında oluşmuştur. Düşey yöndeki yer değiştirme dağılımı incelendiğinde en fazla düşey yer değiştirmenin araç ön tarafındaki uçta meydana gelmektedir (11.9 mm). Skid ana kirişleri üzerinde z ekseninde oluşan maksimum yer değiştirme değeri 0.55 mm civarındadır 3 2.2. Skid`in kataforez fırını içinden geçme durumu Gövde stok hattına araç gönderen yatay transfer bölgesinde, yatay transfer zinciri mesnet noktaları arasında 3835 mm’lik mesafe bulunmasının skid üzerinde zamanla kalıcı deformasyon oluşturacağı öngörülmüş olup bu durum için de sonlu elemanlar analizleri gerçekleştirilmiştir. Şekil 10. Yatay transfer hattı yerdeğiştirme dağılımı Sonuçlar incelendiğinde kalıcı deformasyona neden olan skid ana kirişleri üzerindeki maksimum değerler; düşey yöndeki yer değiştirme için 4.5 mm, gerilme için 40 MPa olarak elde edilmiştir. Şekil 8. Yatay transfer hattı 3. TOPOLOJİ OPTİMİZASYONU İLE YENİ SKİD TASARIMI Hafif ancak daha mukavemetli skid tasarımı ile ana taşıyıcı kirişler arası bağlantılar topoloji optimizasyonu ile yeniden elde edilmiştir. Şekil 11'de X ile işaretli alanda görüldüğü üzere, skid üzerinde oluşan çapraz konstrüktif yapı yeni prototip skid tasarımında kullanılmıştır. Açıklık değerinin büyük olmasından dolayı ve yapılan gözlemlerde zincir hattının kesikli çalışmasından dolayı skid darbeli eğilmeye maruz kalmaktadır. Bu durumun skid’in kalıcı deformasyon problemine katkısı olacağı öngörüldüğünden aynı sonlu elemanlar modeli bu sınır şartlarında analiz edilmiş ve yer değiştirme, gerilme ve gerinme sonuçları elde edilmiştir. Skid’in yatay transfer hattı sınır şartları Şekil 9’da verilmiştir. Şekil 11. Topoloji optimizasyonu sonucu optimum malzeme dağılımı Topoloji optimizasyonundan elde edilen malzeme dağılımı incelendiğinde uç kısımlarda ana kirişler arasında dik iki bağlantı elemanı ve skid orta bölgesinde ise çapraz elemanlar ortaya çıkmıştır. Bu malzeme dağılımına göre yeni skid tasarımı yapılmış ve mevcut skid yapısından farklılık gösteren orta bölümdeki çapraz bağlantı elemanları yeni skid tasarımında kullanılmıştır. Skid üzerine etki eden yükler dikkate alındığında her iki ana kirişi üzerine simetrik bir yükleme olduğu görülmektedir. Dolayısıyla her iki ana kirişin arasında kirişlere dik yöndeki bağlantı kirişlerinin skid’in eğilmesine çok fazla katkısı olmayacağı görülmüştür. Ana kirişler eğilmeye maruz kaldığı için skid’in yer Şekil 9. Yatay transfer hattı sınır şartları Yapılan sonlu elemanlar analizlerinde araç ağırlığı, aracın oturduğu pimlere oransal olarak dağıtılmıştır. Ayrıca skid’in kendi ağırlığı da analizlerde dikkate alınmıştır. Skid ile transfer hattı temas bölgesi arasında temas tanımı da yapılmıştır. 4 değiştirmesini etkileyen en önemli geometri ana kirişlerin kesit şekilleri ve boyutlarıdır. Ayrıca orta bölüme yerleştirilen çapraz bağlantı elemanlarının, eğilme mukavemetine katkıda bulunduğu analiz sonuçlarından bulunmuştur. Mevcut durumda ana kirişler, 50 mm genişlik ve 120 mm yükseklik olmak üzere et kalınlığı 5 mm olan içi boş dikdörtgen kesitten imal edilmiştir. Tek boyutlu model 3876 kuadratik beam (kiriş) elemanı ve 7747 düğüm noktasından oluşmaktadır. Üç boyutlu model ile aynı malzeme ve sınır şartları uygulanarak analiz edilen modelin sonuçları Tablo 1’de verilmiş ve ana kiriş üzerinde aynı bölgelerden alınan sonuçlar karşılaştırılmıştır. Tablo 1. İki farklı modelin karşılaştırılması SONUÇLAR Üç Boyutlu SEM Tek Boyutlu SEM 8.8 48.0 8.5 50.5 0.000234 0.000240 Eleman Sayısı 528658 3876 Düğüm noktası sayısı 1041069 7747 Maksimum sehim (mm) Maks. von Mises gerilmesi (MPa) Gerinme Tablo 1’deki sonuçlar karşılaştırıldığında tek boyutlu sonlu elemanlar modelinin üç boyutlu modele göre oldukça yakın sonuçlar verdiği görülmüş ve sonlu eleman çözümündeki yüksek hız artışı dikkate alınarak bundan sonraki kesit çalışmaları için tek boyutlu sonlu elemanlar modelinin kullanılması kararlaştırılmıştır. Şekil 12. Mevcut skid ana kiriş kesit ve boyutları 4. TEK BOYUTLU SONLU ELEMANLAR SKİD MODELİ 5. OPTİMUM KESİT SEÇİMİ Ana kiriş tip ve boyutlarının belirlenmesi için yapılacak hesaplamalarda, sonlu elemanlar modellerinin daha kısa zamanda çözülmesi ve modelin doğruluğunun bozulmadan tek boyutlu skid modelinin oluşturulması hedeflenerek yeni bir model oluşturulmuştur. Skid yapısını oluşturan kesit profilleri uzunlukları boyunca sabit olduğundan analiz sürelerini kısaltmak amacıyla üç boyutlu elemanlar (tetrahedral) yerine tek boyutlu kiriş (beam) elemanları kullanılarak oluşturulan modelin aynı yükleme şartlarında analizi gerçekleştirilmiştir. Karşılaştırma için temas içermecek şekilde sınır şartlarına sahip yeni bir üç boyutlu sonlu elemanlar modeli kullanılmıştır. Üç boyutlu model geometrisi referans alınarak düğüm koordinatları belirlenmiş ve tek boyutlu çubuk elemanlardan oluşan geometri modellenmiştir (Şekil 13). Skid ana taşıyıcı kirişler için I profili, eğilme davranışı açısından en uygunu olarak öne çıkmıştır. Eğilmeye çalışan yapılar için, kütleyi artırmadan kullanılabilecek olan en uygun kesit I profilidir. Ancak I profilinin burulma yüklemesine karşı dikdörtgen ve daire kesit tiplerine göre mukavemetinin daha düşük olduğu bilinmektedir. Skid’in çalışma şartları düşünüldüğünde skid’in eğilme rijitliği burulma rijitliğine göre daha fazla ön plana çıkmaktadır. Bu nedenlerle yeni skid tasarımında ana taşıyıcı kirişler için I profili kullanılmıştır. Kullanılabilecek olan standart profillerin incelenmesi sonucunda NPI (I), HEA ve HEB (H) profil tiplerinden boyutları uygun olanlardan en iyisi analiz sonuçlarına göre seçilmiştir. HEB profil boyutları ve kesit özellikleri Tablo 2’de verilmiştir. Tablo 2. HEB profil boyutları ve kesit özellikleri Yükseklik h (mm) 120 140 160 Genişlik b (mm) 120 (50) 140 (50) 160 (50) Gövde kalınlığı tw Başlık kalınlığı tf 6.5 11 7 12 8 13 Kesit Alanı (cm2) 34.0 (17.4) 43.0 (20.1) 54.3 (23.7) Atalet momen ti (cm4) 864.4 (378.8) 1509 (584.0) 2492 (864.5) Birim ağırlık (kg/m) 26.7 (13.6) 33.7 (15.8) 42.6 (18.6) Tablo 2’deki kesit alanı, atalet momenti ve birim ağırlık değerleri, profil genişliğinin kesilerek 50 mm’ye Şekil 13. Tek boyutlu sonlu elemanlar modeli 5 düşürülmesi durumuna göre de parantez içinde verilmiştir. Mevcut durumda kullanılan içi boş dikdörtgen profilin kesit alanı 16 cm2, atalet momenti 276.3 cm4 ve birim ağırlığı 12.56 kg/m’dir. Kesitlerin karşılaştırılması için, skid yapısı düzlemde kiriş şeklinde kabul edilmiş ve kirişin analitik ifadeleri çıkarılmıştır. Mevcut skid ana kirişlerinden bir tanesi referans alınarak iki boyutlu yarım skid modeli oluşturulmuştur. Bu model üzerindeki kesme kuvveti ve eğilme moment diyagramı Şekil 14’te verilmiştir. bilgisayar programı yazılmıştır. Geliştirilen programın kullanıcı arayüzü Şekil 15’te verilmiştir. Şekil 15. Yarım skid kiriş modeli için I profil seçimi yazılımı Şekil 15’te verilen kullanıcı ara yüzü ve hesaplama sonuçlarından aynı kesit alanına sahip (1600 mm2) I profillerin başlık kalınlıklarının (t f ) arttıkça yer değiştirme ve gerilme değerlerinde azalma olduğu belirlenmiştir (kesit atalet momentinin artmasından dolayı). Standart I profil kataloglarında t f değerinin t w değerinden fazla olması bu durumu doğrulamaktadır. Ayrıca standart kesitlerin hesaplama sonuçlarından mevcut kiriş dış boyutlarında olan (50x120 mm) HEB120 standart profili hem mevcut skid yapısına ve hem de üretim hattına uyumluluğu göz önüne alınınca en uygun kesit olarak öne çıkmaktadır. 6. TOPOLOJİ OPTİMİZASYONUNUN SKİD TASARIMINA UYGULANMASI Şekil 14. Yarım skid kiriş modeli üzerinde kesme kuvveti ve eğilme momenti diyagramları Kiriş üzerinde bulunan üç bölge için kesme kuvveti ve eğilme momenti denklemleri elde edilirse; I. Bölge: II. Bölge: III. Bölge 𝑣𝑣 = 1462 (𝑁𝑁) 𝑀𝑀 = 1462.6𝑥𝑥 (𝑁𝑁𝑚𝑚𝑚𝑚) 𝑣𝑣 = −1107.4 (𝑁𝑁) 𝑀𝑀 = −1107.4𝑥𝑥 + 5304480 (𝑁𝑁𝑁𝑁𝑁𝑁) 𝑣𝑣 = 177.6 (𝑁𝑁) Şekil 11’de verilen topoloji optimizasyonu sonucu elde edilen malzeme dağılımı yorumlanmış ve iki ana kiriş yapısı arasında çapraz kiriş elemanları (kare profil) eklenerek tek boyutlu sonlu elemanlar analiz sonuçları karşılaştırılmıştır. Tek boyutlu elemanlardan oluşan kesit görüntülü skid modeli Şekil 16’da verilmiştir. 𝑀𝑀 = 177.6𝑥𝑥 + 1631307.5 (𝑁𝑁𝑁𝑁𝑁𝑁) Her üç bölge için elastik eğri denkleminin iki kez integralinin alınması ve sınır şartlarının ilavesi ile sabit katsayılar bulunmuş ve her bölge için bulunan yer değiştirme ifadeleri aşağıda verilmiştir: I. Bölge: II. Bölge: III. Bölge: 𝑦𝑦1 = (−243.77 𝑥𝑥 3 + 3.31989 109 𝑥𝑥)/ (𝐸𝐸 𝐼𝐼𝑧𝑧 ) 𝑦𝑦2 = (−29.6 𝑥𝑥 3 − 815653.75 𝑥𝑥 2 + 4.35536 109 𝑥𝑥 − 4.38184 1011 )/(𝐸𝐸 𝐼𝐼𝑧𝑧 ) 𝑦𝑦3 = (184.57 𝑥𝑥 3 − 2652240 𝑥𝑥 2 + 9.60528 109 𝑥𝑥 − 5.44067 1012 )/(𝐸𝐸 𝐼𝐼𝑧𝑧 ) Standart ve standart dışı I kesitlerin yer değiştirme, gerilme ve kesit özelliklerinin hesaplanması için bir Şekil 16. Optimum skid modeli 6 Ana kirişlerin I profillerinden oluştuğu ve çapraz bağlantı elemanlı skid modeli üzerinde her iki ana kiriş için belirlenen standart profiller kullanılarak oluşturulan sonlu elemanlar modelleri aynı sınır şartlarında çözdürülmüş ve sonuçlar mevcut model sonuçları ile karşılaştırılmıştır. Karşılaştırma verilerinden mevcut skidin yüksekliği olan 120 mm değerindeki kesitlerin öncelikle seçilmesi gerektiği söylenebilir. Aksi takdirde boya hattında revizyon işlemleri gerekebilecektir veya skid geometrisi değiştirilmek zorunda kalınacaktır. Buna göre; • Yükseklik değeri 120 m olan profillerin öncelikli olarak seçilmesi gerektiği, • NPI profillerin diğer profillere göre daha düşük mukavemette olduğu, • HEA profillerin yükseklik değerleri içinde 120 mm olmayışı, • HEB 120 profili maksimum gerilme ve gerinme değerlerinin mevcut profile göre daha düşük olması (gerinme değeri %38 daha az), nedenlerinden dolayı HEB120 profilinin yeni skid tasarımında kullanılması önerilmiştir. Yeni skid tasarımının üç boyutlu modelinin yatay transfer hattı sınır şartlarına göre analizleri yapılarak mevcut model ile karşılaştırılmış ve maksimum yerdeğiştirme değerinin 4.5 mm’den 3.1 mm’ye, maksimum gerilme değerinin ise 40 MPa’dan 27 MPa’a düştüğü hesaplanmıştır (şekil 17). “muzlaşma” diye tabir edilen kalıcı deformasyona benzer bir yer değiştirme davranışı gözlenmiştir. Bir skid’in fırına günde ortalama 4-5 defa girdiği düşünülürse çevrimsel sıcaklık değişimi sonucu yapı üzerinde kalıcı plastik deformasyonlar birikimli olarak artmakta (ratcheting) ve skid geometrisinin bozulmasına neden olmaktadır. Ayrıca yatay transfer hattındakine benzer yükleme durumları da kalıcı deformasyona katkıda bulunmaktadır. Bu çalışmada, yeni bir skid tasarımı yapılmış ve eğilme mukavemeti artırılmıştır. Tek ve iki boyutlu sonlu elemanlar analizleri gerçekleştirilmiş ve topoloji optimizasyonu ile ana kirişler arasına çapraz bağlama elemanları eklenerek yapının eğilmeye karşı dayanımı artırılmıştır. Toplam ağırlıkta bir miktar artış olmuşsa da, bu artış skid üzerinde bulunan, üretimden kalkan araçlar için kullanılan dik bağlantı profillerinin kaldırılması ile tolere edilebilir. Yeni tasarımın eğilme rijitliğinin mevcut skid’e göre %45 oranında arttığı görülmektedir ki bu durum yeni skidin kalıcı deformasyon durumuna karşı dayanıklılığının oldukça arttığı anlamına gelmektedir. Yapılan sonlu elemanlar analizleri ve iki boyutlu analitik kiriş hesaplamaları sonucunda ana kirişler için en uygun kesit profilinin I profili olduğu belirlenerek profilin en uygun kesit boyutları, temin edilebilirlik açısından üretici firmaların standart kataloglarından (HEB120) seçilmiştir. Mevcut durumda kullanılan skid malzemesi St37 çeliği olup, yeni tasarımda önerilen tüm standart profiller St44 çeliğidir (σ y =330 MPa). Bu malzeme değişikliğinin de skid’in yorulma ömrüne olumlu katkıda bulunacağı açıktır. Yeni skid tasarımının prototip üretimi yapılarak üretim ortamında testlerinin yapılması ile yeni tasarım fabrika içi kullanıma sunulacaktır. Ölçümlerden elde edilecek başarılı sonuçlar neticesinde hat üzerindeki deforme olmuş skid'ler yenileri ile değiştirilerek skid'lerin deformasyonundan dolayı hat durmalarının önüne geçilerek yaşanan ekonomik kayıplar en aza indirgenebilecektir. Şekil 17. Yeni skid modeli düşey yönde yerdeğiştirme dağılımı KAYNAKLAR 1. Kristin Steingrimsdottir, 2009, Analysis Of Plastic Deformation in Components Subjected To Cyclic Loading, Research Report, Inspecta. 2. M. R. Eslami, H. Mahbadi, 2001, Cyclic Loading of Thermal Stresses, Journal of Thermal Stresses, 24:6, 577-603. 3. H. Lang, K. Wirtz, M. Heitzer, M. Staat, R. Oettel, 2001, Cyclic plastic deformation tests to verify FEM-based shakedown analyses, Nuclear Engineering and Design, 206, 235–247. 4. T.M.L. Nguyen-Tajan, B. Pommier, H. Maitournam, M. Houari, L. Verger, Z.Z Du, M. Snyman, 2003, Yeni skid tasarımı ile beraber eğilme rijitliğindeki değişimi görmek amacıyla mevcut skid ve yeni skid’in eğilme rijitlikleri hesaplanarak karşılaştırılmıştır. Yeni tasarımın eğilme rijitliğinin mevcut skid’e göre %45 oranında arttığı görülmektedir ki, bu durum yeni skidin eğilmeye karşı daha dayanıklı olduğu anlamına gelmektedir. 7. SONUÇLAR Bu çalışmada gerçekleştirilen sonlu elemanlar analizleri sonuçlarından, skid kirişleri üzerinde 7 Determination of the stabilized response of a structure undergoing cyclic thermal-mechanical loads by a direct cyclic method, 2003 ABAQUS Users’ Conference. 5. Zhen-Zhong DU, Jianfeng WANG, Xuejun FAN, 2006, Direct Cyclic Method For Solder Joint Reliability Analysis, Proceedings of IMECE 2006: ASME International Mechanical Engineering Congress and Exposition November 5-10, Chicago, USA. 6. A.S. Usmani, J.M. Rotter, S. Lamont, A.M. Sanad, M. Gillie, 2001, Fundamental principles of structural behavior under thermal effects, Fire Safety Journal, 36, 721–744. 7. Masaaki Oka , Himsar Ambarita , Masashi Daimaruya & Hiroyuki Fujiki, 2010, Initiation of Bulges in a Coke Drum Subjected to Cyclic Heating and Cooling, also Cyclic Mechanical Loads, Journal of Thermal Stresses, 33:10, 964-976. 8. 8Martin Riedler, Heinz Leitner, Bernd Prillhofer, Gerhard Winter, Wilfried Eichlseder, 2007, Lifetime simulation of thermo-mechanically loaded Components, Meccanica, 42:47–59. 9. Abaqus Technology Brief, 2009, Low-cycle Thermal Fatigue of a Surface-mount Electronics Assembly, July 2009, Simulia. 10. Segun Afokhainu Agbadua, Chinedum Ogonna Mgbemena, Chika Edith Mgbemena, Lazarus Onyebuchi Chima, 2011, Thermal Cycling Effects on the Fatigue Behaviour of Low Carbon Steel, Journal of Minerals & Materials Characterization & Engineering, Vol. 10, No.14, pp.1345-1357. 11. Xia Zhoua, Zhanfei Tanga, Guohui Qub, 2010, Thermal Stress and Thermal Fatigue Analysis of The Continuous Casting Tundish Cover, Materials Science and Engineering A 527, 2327–2334. 12. N. Haddar, A. Kosterb, Y. Kchaoua, L. Remyb, 2012,Thermal–mechanical and isothermal fatigue of 304L stainless steel under middle range temperatures, C. R. Mecanique, 340, 444–452. 8 9
© Copyright 2024 Paperzz
