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JWJ > Volume 34(2); 2016 > Article
핫스탬핑강의 너트 프로젝션 용접시 너트 재질이 용접부 파단모드 변화에 미치는 영향

Abstract

The use of materials for modern lightweight auto-bodies is becoming more complex than hitherto assemblies. The high strength materials nowadays frequently used for more specific fields such as the front and rear sub frames, seat belts and seats are mounted to the assembled body structure using bolt joints. It is desirable to use nuts attached to the assembled sheets by projection welding to decrease the number of loose parts which improves the quality. In this study, nut projection welding was carried out between a nut of both boron steel and carbon steel and ultra-high strength hot-stamped steel sheets. Then, the joints were characterized by optical and scanning electron microscope. The mechanical properties of the joints were evaluated by microhardness measurements and pullout tests. An indigenously designed sample fixture set-up was used for the pull-out tests to induce a tensile load in the weld. The fractography analysis revealed the dominant interfacial fracture between boron steel nut weld which is related to the shrinkage cavity and small size fusion zone. A non-interfacial fracture was observed in carbon steel nut weld, the lower hardness of HAZ caused the initiation of failure and allowed the pull-out failure which have higher in tensile strengths and superior weldability. Hence, the fracture load and failure mode characteristics can be considered as an indication of the weldability of materials in nut projection welding.

1. 서 론

최근 자동차 산업은 연비 및 온실가스 배출 규제 대응을 위해 내연 기관 개선, 신구동력 개발, 공력특성 향상 및 차체 경량화 기술 개발 등 다양한 연구가 진행되고 있다. 그 중, 소재 자체의 강도를 높여 중량을 절감 시키는 차체 경량화는 가장 현실적인 대안으로 인식되고 있다1). 그 중 핫스탬핑강(hot stamped steel)은 일반적으로 소량의 보론 첨가강을 900~950도의 온도로 가열 후 성형과 동시에 냉각함으로써 고강도와 성형성을 모두 확보하는 장점이 있어 차체 경량화를 위해 적극적으로 사용되고 있다2). 그러나 자동차 차체 조립공정에서 핫스탬핑강 판재 적용이 증가 함에 따라 너트 프로젝션 용접 시 용접부 용착강도 저하 및 계면파단 등의 문제에 기인하여 차체 조립 품질확보에 어려움이 있다. 너트 프로젝션 용접 시 너트 소재의 탄소함량 또는 경도가 높을 수로 너트와 판재의 접합면에서 계면파단(Interfacial Fracture)이 빈번히 발생하는 것으로 알려져 있다3). 이는 자동차 차체 강판의 저항 점용접에서 관찰되는 현상과 유사한 것으로, 판재의 강도 또는 경도가 높을 경우 취성이 높은 미세조직에 기인한 계면파단발생의 확률이 높기 때문이다. 고강도강은 용접부와 열영향부의 높은 경도 및 강도에 의해 충분한 load carrying capacity를 가지더라도 계면파단(Interfacial fracture) 발생 빈도가 높다. 즉, 높은 경도의 고강도강은 Interfacial fracture sensitivity가 높아 Pull-out Fracture를 확보하기 위한 너깃경(Nugget diameter)을 연강에 비해 더 크게 확보해야 된다4-7). 그러나 아직까지 핫스탬핑강 판재 너트 프로젝션 용접에 대한 구체적인 연구의 사례는 찾아보기가 어렵다.
또한 핫스탬핑강 판재의 너트 프로젝션 용접에서 고강도판재의 요구와 함께 고강도 너트 적용에 대한 요구도 증가하고 있다. 그 이유로는 볼트 체결 시 너트 나사선이 쉽게 손상되어 부품체결에 불량이 빈번하게 발생하므로, 볼트 체결 시 내마모성이 높은 나사선 확보가 가능한 고강도 보론강 너트로 소재 전환에 대한 필요성이 증가하고 있다. 그러나 이러한 보론강 너트의 적용, 즉 너트 재질의 고강도화로 전환에 따른 너트 프로젝션 용접부 특성 및 파단특성에 연구는 진행 된 바가 없다. 특히, 핫스탬핑강판 너트 프로젝션 용접부 pull-out 하중 확보 및 양호한 파단모드 확보를 위해서는 너트 재질에 따른 너트 프로젝션 용접의 구체적인 파단모드 연구가 필수적이다. 따라서 본 연구에서는 핫스탬핑강 판재의 프로젝션 용접 시 탄소강 너트와 보론강 너트 적용 각각에 대한 용접특성 및 용접부 파단모드를 분석하고 비교한 후 파단모드에 미치는 영향인자들을 고찰해 보았다.

2. 실험방법

본 연구에서 사용된 판재는 인장강도 1472 MPa급의 두께 1.2 mm의 Al-Si 코팅 도금된 핫스탬핑강을 사용하였으며, 화학성분은 Table 1에 나타내었다. 미세조직이 핫스탬핑 처리는 가열로에서 920~950, 5분동안 유지 후 냉각 다이에서 급냉(die quenching)하였다. 열처리 시간은 미세조직이 오스테나이트로 변태되기 위한 최소시간 5분으로 설정하였다2).
Table 1
Chemical composition of hot stamped steel
Chemical composition (wt.%)
C Si Mn P S Cr B
0.021 0.26 1.27 0.017 0.003 0.22 0.0028
너트는 내경 6 mm, 대변길이 10 mm크기의 사각너트를 사용하였다. 너트의 재질은 보론강과 탄소강이 사용되었고, 너트 재질에 대한 화학조성은 Table 2에 나타내었다.
Table 2
Chemical composition of weld nuts
Chemical composition (wt.%)
C Si Mn P S Cr Sol-Al B
Carbon steel 0.0993 0.039 0.461 0.0121 0.0094  - 0.046 - 
Boron steel 0.2095 0.413 0.653 0.011 0.0036 0.16 -  0.00016
너트 프로젝션 용접 시 사용된 판재와 너트의 도식도를 Fig. 1에 나타내었다. 너트와 판재 단면 도식도를 Fig. 1a에 나타내었다. 너트는 높이 5 mm의 너트 몸통과 소성 가공된 4개의 너트돌기로 구성되어있다. 너트돌기는 Fig. 1bFig. 1c 에서 보여지는 것과 같이 너트 몸통 바깥쪽으로 향한 형태이며, 높이는 1 mm이다. 판재는 Fig. 1d에 나타내었으며, 볼트 체결을 위해 중앙에 홀(Hole) 가공을 하였다.
Fig. 1
Schematic diagram of nut projection welding samples: (a) Plate; (b) Nut; (c) Magnified bottom view of one leg of the nut; (d) Cross section of sample positioning for welding
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용접기는 제어 주파수 1000 Hz의 Inverter DC (MFDC) 용접전원의 공압 정치식(130 kVA) 용접기를 사용하였다. 너트 프로젝션 용접에서 사용한 전극은 Fig. 2에 나타내었다. 상부 및 하부전극의 재질은 Cu-Cr재로 동일하다. 상부 전극은 Flat형 전극을 사용하였고, 하부 전극은 Location Pin을 결합한 M6 Nut Cap전극을 사용하였다. Location Pin은 너트와 홀 가공된 판재를 고정시키는 역할을 하며, M6 Nut Cap은 판재와 직접 맞닿아 전류가 통전되는 하부 전극이다.
Fig. 2
Nut projection welding experimental set up
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가용전류구간 실험의 용접조건은 가압력 4.5 kN에서 용접전류 9~16 kA 및 용접시간 50~117 ms 범위, 그리고 파단면 관찰 실험의 용접조건은 가압력 3.5 kN, 용접전류 13 kA, 용접시간 117 ms에서 실시하였다.
용접된 시편의 강도를 측정하기 위해 Pull-out 시험을 시행하였다. Pull-out 시험은 용접된 너트와 판재의 Pull-out 하중 측정을 위한 시험으로 시험속도는 10 mm/min으로 수행하였다3). 본 연구에서 수행한 Pull-out 시험은 Fig. 3b의 그림과 같이 용접된 너트에 볼트를 체결 후 Fig. 3a와 같이 용접된 시편을 고정할 수 있는 너트에 고정 후 압축시험을 수행하였다. 그 결과 도식도 Fig. 3c와 같이 용접된 너트와 판재에서 Pull-out 하중이 작용하게 되며, 이때 너트와 판재 Pull-out 하중을 측정하였다. Pull-out 시험에서 양호 Pull-out 하중은 자체 판단으로 500kgf 이상으로 설정하였다.
Fig. 3
Pull-out fracture load test, (a) Fixture for pull-out testing, (b) Sample, (c) Schematic diagram
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파단모드 분석을 위하여 Pull-out 시험이 완료된 시편의 파단면을 전자주사현미경(SEM)을 이용하여 관찰하였다. 촬영된 파단면은 저항 점용접의 파단모드를 기준으로 너트 프로젝션 용접에서 발생되는 파단모드를 분석하였다8). 또한 탄소강 너트와 보론강 너트의 파단모드 특성을 비교 분석 실시하였다.

3. 결과 및 고찰

3.1 너트 재질별 가용전류구간 및 Pull-out 하중 비교

탄소강 너트 및 보론강 너트 적용에 따른 용접성 확인을 위하여 용접전류와 용접시간에 대한 용접 로브구간을 도출하여 이를 Fig. 4a4b에 각각 나타내었다. 양호 용접 하한구간은 Pull-out 하중을 500 kgf 이상으로 설정하였다. Pull-out 하중은 Fig. 4 표 안에 실제 수치로 표기하였고, Pull-out 하중 500 kgf 이상 영역(양호용접구간)은 점선으로 나타내었다. 너트 프로젝션 용접 시 높은 전류 조건 또는 긴 용접시간 적용으로 인한 너트 몸통 변형 및 내부 나사선이 변형되는 현상 그리고 너트 내부 방향으로 중간날림 발생으로 인한 볼트체결이 되지 않는 경우 용접불량으로 분류하였고 Fig. 4에서 각각 “X”와 회색으로 표기하였다. 따라서 용접시간 117 ms 이상은 너트 붕괴의 가능성이 높아지기 때문에 적용하지 않았다.
Fig. 4
Weldability diagram based on pull-out load for nut projection welding of: (a) Carbon steel nut and (b) Boron steel nut to Hot-stamped steel sheet (electrode force 4.5 kN)
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핫스탬핑강에 탄소강 재질 너트로 프로젝션 용접을 적용한 경우 Fig. 4a 용접시간과 용접전류가 증가할수록 pull out 하중은 증가하였다. 특히 용접전류는 13 kA 이상에서 그리고 용접시간은 67 ms 이상에서 각각 양호 용접구간이 도출되었고, 용접시간 117 ms과 15 kA 각각에서 가장 양호한 pull out 하중들이 확보되었다. 용접시간 50 ms ~ 117 ms 구간에서 pull out 하중 500 kgf 이상을 만족하는 약 7개의 양호 용접시간 및 용접전류 조합이 도출 되었다. 최대 pull out 하중은 13 kA와 117 ms의 조합에서 약 728 kgf 였으며 이는 기존 핫스탬핑강 프로젝션용접의 연구사례 대비하여 유사한 pull out 하중 수준으로 판단된다3).
핫스탬핑강에 보론강 재질 너트로 프로젝션 용접 시 용접로브 범위를 Fig. 4b에 나타내었다. 보론강 너트 적용의 경우 용접전류는 14 kA 에서 그리고 용접시간은 100 ms ~ 117 ms 구간 에서만 양호 용접구간들이 도출되었다. 따라서 용접시간 50 ms ~ 117 ms 구간에서 pull out 하중 500 kgf 이상을 만족하는 양호 용접시간 및 용접전류 조합은 2개에 불과하였다. 또한 최대 pull out 하중은 14 kA 및 100 ms 조건에서 563 kgf가 확보되었으나 이는 탄소강 너트 프로젝션 용접 최대 pull out 하중보다 낮은 값을 보였다. 동일한 용접시간이 적용 되었을 때 낮은 용접전류(9~11 kA) 범위에서는 보론강 너트가 탄소강 너트에 비해 더 높은 Pull-out 하중이 관찰되었다. 또한 중간날림 발생의 경우도 보론강 너트가 탄소강 너트에 비해 1.0 kA 낮은 전류에서 발생된다. 이는 보론강 너트의 모재 저항이 탄소강 너트보다 더 높아 총 발열량이 증가된 것에 기인 하는 것으로 사료된다. 이러한 현상은 Oikawa등9)의 연구에서도 보고된 바와 같이 저항 점용접 시 고강도강의 가용전류구간이 연강에 비해 낮은 전류대에서 형성되는 결과와 유사한 개념으로 볼 수 있다. 낮은 용접전류구간(9~11 kA)구간을 제외한 용접전류 12~15 kA구간의 Pull-out 하중이 전체적으로 보론강 너트가 탄소강 너트에 비해 낮은 경향을 보인다.
결과적으로 핫스탬핑강 프로젝션 용접 시 탄소강 재질 너트 대비 보론강 재질의 너트의 용접성이 가용용접 범위 및 최대 pull out 하중 측면 모두에서 열위 한 것으로 판단된다. 따라서 다음 장에서 보론강 너트가 탄소강 너트에 비해 낮은 Pull-out 하중의 원인을 파악하기 위하여 너트 프로젝션 용접부 pull out 하중 시험 후 각 용접부의 파단모드에 대한 분석을 통해 규명해보았다.

3.2 너트 재질별 프로젝션 용접부 파단 모드

3.2.1 경도 및 파단모드 분석

저항 점용접에서 발생하는 파단모드는 용접부의 경도 및 너깃 직경의 크기가 가장 큰 원인으로 작용하는 것으로 Pouranvari등4)의 연구결과를 통해서도 보고된 바 있다. 일반적으로 연강의 경우 용융영역의 경도가 저항 점용접의 공정 특성인 빠른 냉각속도에 기인하여 모재 경도보다 더 높다. 따라서 연강의 너깃경 크기가 이상인 경우 Pull-out 파단모드가 지배적이다. 그러나 고강도강의 경우 용융영역의 경도와 모재부의 경도는 크게 차이가 없다. 이는 용융부는 합금성분의 효과에 따른 경화능의 극대화가 가능하며, 모재의 경우 경한 미세조직 확보로 경도가 매우 높기 때문에 너깃 직경이 이상인 경우에도 Interfacial Fracture 발생 빈도가 높다. 너트 프로젝션 용접의 경우에 있어서도 너트와 핫스탬핑강 판재의 계면에서 형성되는 너깃 직경과 너트의 강도 등의 상관 관계에 따라 저항 점용접과 유사한 파단모드의 경향을 보일 것으로 판단하였다.
탄소강 너트와 보론강 너트 각각의 프로젝션 용접부 단면을 하나의 너트 돌기 부분만 Fig. 5에 나타내었다. 각 너트 돌기는 Fig. 1b에서 보여지는 것과 같이 외돌기 형태이기 때문에 프로젝션용접 과정에서 높은 온도에서의 가압에 따른 고온변형이 발생되었다. 특히 너트돌기와 핫스탬핑강 판재의 계면에서는 pull out 하중을 지탱할 수 있는 너깃이 두 재질의 너트 모두에서 관찰 되었다. 용융 너깃의 중앙부에서 관찰되는 원형 결함은 수축공 (Shrinkage Cavity)인 것으로 판단되며 이 부분의 분석 및 영향은 다음 장에 논의 하였다.
Fig. 5
Cross section images of welded sample for nut projection welding with 13 kA, 117 ms and 3.5 kN: (a) Carbon steel nut; (b) Boron steel nut
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너트 프로젝션 용접부 파단모드 분석 전 접합 단면 너트 재질별로 경도 측정 결과를 Fig. 6에 나타내었다. Fig. 6의 경도 측정은 Fig. 5에서 보여지는 단면사진 중 판재하부부터 너트 몸통까지 측정하였다. 보론강 너트는 용융너깃 영역과 너트 몸통 (Nut body) 열영향부의 경도 값이 유사하지만, 탄소강 너트 몸통 (Nut body) 열영향부의 경도값이 용융너깃 영역의 경도값 보다 낮은 탄소강 모재 수준의 경도값을 유지한다. 보론강 너트의 경우 합금성분에는 경화능에 매우 큰 효과를 가진 보론원소가 약 0.00016 wt% 첨가되어 있어 너트 프로젝션 용접 과정에서 발생하는 발열 현상에 기인하여 너트 돌기뿐만 아니라 너트 몸통에도 경화능에 따른 경도 향상 효과가 발생한 것을 알 수 있다. 용용부의 경우는 탄소강 및 보론강 너트 모두에서 약 450 Hv 이상의 높은 경도가 관찰 되는데 이는 핫스템핑강의 함금성분이 프로젝션 용접 공정 중 용융부로 희석 (Dilution) 되어 두 재질의 너트 모두에서 높은 경도가 확보 가능 하였다. 특히 보론강 너트의 경우는 보론합금 성분이 너트에 존재하고 있기 때문에 탄소강 너트보다는 용융부의 경도가 약 20~30 Hv 높은 것으로 사료된다. 그러나 너트몸통의 열영향부를 지나게 되면 보론강 너트의 경도가 탄소강 너트의 경도와 유사한 수준으로 낮아진다. 보론강 너트의 낮아진 경도는 파단모드에 영향을 미치지 않는다. 이러한 이유는 너트의 두께가 판재 두께에 비해 4.1배 더 두껍기 때문에 파단이 너트 몸통 전체에서 발생되지 않고 너트의 열영향부에서 발생되기 때문에 파단모드에 영향을 미치지 않는다.
Fig. 6
Hardness distributions of carbon steel nut and boron steel nut for nut projection welding with 13 kA, 117 ms and 3.5 kN
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위의 결과들을 바탕으로 핫스탬핑강 판재에 보론강 너트와 탄소강 너트 프로젝션 용접부 파단모드거동 관찰 결과를 Fig. 7 에서 Fig. 10까지 나타내었다. 파단모드 관찰에 적용된 프로젝션 용접부의 용접조건은 모두 동일 하였으나 너트 재질변화에 따라 다양한 파단 모드가 관찰되었다. 특히 용접부 외관상으로는 관찰이 어려운 수축공 또는 기공의 유무에 따라서도 파단모드의 차이가 발생하는 것으로 판단되었다. 따라서 Fig. 78은 수축공의 존재가 거의 없는 프로젝션 용접부를 대상으로 그리고 Fig. 910은 용접부 내부에 특정크기 이상의 수축공이 존재하는 경우에 대하여 각각 너트 재질별 파단모드 관찰 결과이다.
Fig. 7
Different fracture modes in the nut projection welding of carbon steel nut: (a) Schematic diagram showing the crack propagation in different fracture modes as different cases, (b) Case 1 with nut fracture, (c) Case 2 with partial thickness fracture, (d) Case 3 with plug fracture
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Fig. 8
Different fracture modes in the nut projection welding of boron steel nut: (a) Schematic diagram showing the crack propagation in different fracture modes as different cases, (b) Case 4 with interfacial fracture, (c) Case 5 with partial thickness fracture, (d) Case 6 with plug fracture
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Fig. 9
Effect of shrinkage cavity on the fracture mode in the nut projection welding of carbon steel nut: (a) Schematic diagram showing the effect of shrinkage cavity on the crack propagation in different fracture modes as different cases, (b) Case 7 with partial interfacial-partial nut fracture, (c) Case 8 with partial interfacial-partial thickness, (d) Partial interfacial-partial thickness fracture
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Fig. 10
Effect of shrinkage cavity on the fracture mode in the nut projection welding of boron steel nut: (a) Schematic diagram showing the effect of shrinkage cavity on the crack propagation in different fracture modes as different cases, (b) Case 10 with interfacial fracture, (c) Case 11 with Partial interfacial-partial thickness fracture
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Fig. 7의 용접부 단면 균열전파 도식도에 표기한 바와 같이 탄소강 너트 재질 프로젝션 용접부의 경우 파단은 크게 Case 1, Case 2, 그리고 Case 3으로 분류할 수 있었으며, Fig 7b, 7c7d에 실제 파단 단면과 파단모드 상세모식도를 각각 나열하였다. 너트 프로젝션 용접의 균열개시는 Fig. 5과 같이 너트와 판재 겹칩부 가장자리에서 시작되는 것으로 판단된다. 너트 프로젝션 용접의 형상과 비슷한 저항 점용접의 균열 개시는 판재의 겹침에 의해 생성된 노치에서 응력집중으로 발생하기 때문에 너트 프로젝션 용접에서도 너트와 판재 겹칩부 가장자리에서 발생하는 것으로 사료된다7,10). 너깃직경이 일정크기 이상인 탄소강 너트 용접부에서는 계면파단은 발생하지 않았으며 pull-out 시험 과정에서 균열은 Case 1과 같이 너트 몸통을 관통하는 Nut Fracture mode 또는 핫스탬핑강 Fusion line을 따라 진행하는 Partial Thickness Fracture mode (Case 2) 그리고 Case 3과 같이 모재를 관통하면서 Plug Fracture mode로 각각 이행 되었다. 보론강 재질 너트 적용 프로젝션 용접부 파단 모드 중 Fig. 8c (Case 5) 및 8d (Case 6)에 나타낸 것은 탄소강 너트의 경우와 거의 유사한것으로 판단된다. Case 4에 해당하는 Fig. 8b와 같이 Interfacial Fracture mode가 보론강 너트 프로젝션 용접에서 관찰 되었다. 탄소강 너트 용접부와 달리 균열 진행이 너트 몸통이 아닌 너트와 판재 계면으로 진행되었으며 이러한 현상은 Fig. 6에서 논의한 보론강 너트 몸통부의 경화열처리 효과에 따른 높은 경도에 기인하여 균열이 너트 몸통이 아닌 계면으로 진행 된 것으로 볼 수 있다.
지금까지는 용접부 내 수축공 및 기공이 미미한 경우의 파단모드를 분석하였으나 Fig. 910은 용접부 내부에 특정크기 이상의 수축공이 존재하는 경우의 파단모드 관찰 결과이다. 수축공이 존재하는 탄소강 재질 너트의 프로젝션 용접부 파단면은 Fig. 9b, 9c, 및 9d에서와 같이 파단 모드가 수축공의 존재가 미미한 용접부와 비교 할 때 크게 다른 것을 알 수 있다. Case 7, Case 8 및 Case 9의 경우 균열의 초기는 Case 1, Case 2 및 Case 3과 유사하다. 특히 Case 7의 경우는 경도가 낮은 너트 몸통으로 균열이 진행 되고 있으나 Case 8 및 9와 동일하게 균열 중간 과정에서 모두 수축공을 관통하는 것을 알 수 있다. 따라서 각각 파단모드가 Partial Interfacial-partial nut fracture mode, Partial interfacial-partial thickness-partial nut fracture, 및 Partial interfacial-partial thickness fracture mode로 최종 변경되었다. Fig. 10의 단면 모식도와 같이 수축공의 존재가 현저한 보론강 재질 너트 프로젝션 용접부 파단면 또한 Fig. 8과는 다른 파단모드로 이행 되었으며, 이 경우에서도 모든 균열은 수축공을 관통하였다. 파단모드 Case 10 (Fig. 10b)은 Case 4 (Fig. 8b)와 동일한 Interfacial Fracture 로 분류가 되었으나 수축공의 관통 유무가 차이점인 것으로 볼 수 있다. 또한 보론강 너트의 경우는 Fig. 8의 경우와 유사하게 너트 몸통으로 균열이 진행되는 경우는 관찰되지 않았다.
경도 및 너겟 직경 이외에도 용접부 계면에서 생성된 수축공 또한 파단모드에 영향을 미치는 인자임이 확인 되었다. 따라서 다음 장에서는 수축공의 분율이 프로젝션 용접부 파단모드에 미치는 영향에 대해서 고찰하였다.

3.2.2 수축공의 영향

합금성분이 높은 고강도강 판재의 저항 점용접 시 많은 수축공이 발생되는 것으로 알려져 있다11). 따라서 용접부 내부에 수축공의 발생은 Pull-out 파단을 확보하기 위한 임계 너깃경의 크기가 증가되어야 하는 원인이며, 따라서 고강도강 저항점 용접부에서 Interfacial Fracture의 발생 원인으로도 알려져 있다4,12,13). 저항 점용접의 사례와 유사하게 너트 프로젝션 용접에서도 수축공의 영향이 존재하는 것으로 사료되나, 아직 너트 프로젝션 용접부 수축공에 대한 구체적인 연구결과는 없다. 따라서 본 연구에서 파단모드 및 Pull-out 하중에 미치는 수축공 영향에 대한 분석을 추가적으로 진행하였다. 수축공 발생비율과 파단모드 관계를 분석하기 위해 용융면적상의 수축공의 비율과 파단모드에 대한 관계를 Fig. 11에 나타내었다. 본 실험에서 용융면적의 수축공 비율 Void Factor(v)는 수식(1)에 나타내었다14).
(1)
v=AtotalAvoidAtotal
Fig. 11
Influence of shrinkage cavity on fracture mode in terms of void factor: (a) Average void factor-fracture mode diagram; (b) Void factor-fracture mode diagram
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Atotal는 파단면상의 용융면적이고, Avoid 는 파단면상의 공공면적으로 나타내었다. Plug Fracture의 경우 파단상에서 수축공이 존재하지 않기 때문에 v 값은 1로 나타낼 수 있다. Fig. 7부터 Fig. 10까지 관찰된 모든 파단모드는 NF(Nut Fracture), PTF(Partially Thickness Fracture), PF(Plug Fracture), IF(Interfacial Fracture), IF-NF(Interfacial Fracture-Nut Fracture), IF-NF-PFT(Interfacial Fracture-Nut Fracture-Partially Thickness Fracture), IF-PTF(Interfacial Fracture-Partially Thickness Fracture)들 이다. 이때 탄소강 너트와 보론강 너트의 용접부 각각의 파단 모드에 해당하는 v 값들을 계산하여 평균 v 값과 파단모드의 관계를 Fig. 11a에 나타내었다. 탄소강 너트에서 Interfacial Fracture와 Partially Thickness Fracture를 제외하고 Interfacial Fracture 또는 Interfacial Fracture을 동반한 다른 파단모드가 발생된 경우 0.85보다 낮은 v 값들로 형성되었다. 이러한 결과는 용접부 내에 수축공의 분율이 높은 경우, 즉 Void Factor가 낮은 경우, Interfacial Fracture 발생의 경향이 증가함을 의미한다. 따라서 핫스탬핑강의 너트 프로젝션 용접에서 Interfacial Fracture 발생의 원인은 용융면적 상에 수축공의 분율과 높은 관계가 있다. Fig. 11b에 탄소강 및 보론강 너트 각각의 재질별 v 값과 파단모드의 관계를 나타내었다. 보론강 너트와 탄소강 너트 비교결과 보론강 너트에서 Interfacial Fracture 발생 경향이 더 크며, 전체적으로 보론강 너트에서 낮은 v 값이 관찰된다. 탄소강 너트에 비해 보론강 너트에서 더 많은 수축공이 발생되기 때문에 Interfacial Fracture 발생 경향 또한 증가한다고 판단된다.

3.2.3 파단모드에 따른 Pull-out 하중 변화

앞선 파단모드 연구결과와 Pull-out 하중의 관계 분석을 시행하였다. 하나의 너트 프로젝션 용접의 경우에도 돌기가 4개 존재하며 각각의 돌기에서도 서로 다른 파단모드를 가지는 것으로 분석 되었고 이를 Fig 12a에 나타내었다. 너트 프로젝션 용접부의 경우 돌기의 숫자에 따라 용접너깃 형성 수가 결정이 되며 각 돌기의 용접부 특성이 동일하지 않기 때문에 특히 pull out 하중 및 파단모드에 있어 균일한 평균값을 도출하기는 어렵다. 그러나 각각의 너트 프로젝션 용접부 돌기에서 관찰되는 파단모드와 용접부의 pull-out 하중을 함께 Fig. 12b에 나타내었다. 보론강 너트의 경우는 타원으로 탄소강 너트는 삼각형으로 각 파단모드 및 pull-out 하중을 표기한 결과 보론강 재질 너트 프로젝션 용접부에서 IF (Interfacial Fracture) 발생의 경향이 높고 pull-out 하중 또한 낮게 분포되었다. 이에 반하여 탄소강너트는 NF (Nut Fracture)를 동반한 파단모드 빈도가 높았으며 전체적인 pull-out 하중도 550 kgf 이상이 확보 되었다.
Fig. 12
Effect of fracture mode on pull-out load: (a) Fracture modes exhibited by the four legs in the nut projection welding of carbon steel with 13 kA, 117 ms and 3.5 kN, (b) Pull-out load vs. Fracture modes in the legs of carbon steel and boron steel nuts
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4. 결 론

본 연구에서는 너트 재질에 따른 너트 프로젝션 용접특성 및 경도 측정과 파단면 관찰을 통해 탄소강 너트와 보론강 너트의 파단모드에 특성 및 파단모드에 따른 Pull-out 하중에 대해서 고찰해 보았다.
1) 경도 및 파단면 분석 결과 보론강 재질 너트 프로젝션 용접의 경우 너트 몸통에서 보론 합금원소의 높은 경화능에 기인한 경도 증가 현상이 관찰되었으며, 이러한 현상 때문에 용접부 pull-out 시험 시 파단경로가 탄소강 너트 용접부에서 관찰되는 너트 몸통으로의 이행이 아닌 Interfacial Fracture로 이행하게 된다.
2) Interfacial Fracture 또는 Interfacial Fracture가 동반된 파단이 발생될 경우 0.85 부근의 낮은 Void Factor(v)값으로 형성 되었다. 따라서 용접부 내 수축공의 분율은 Interfacial Fracture에 영향을 미치며, 수축공의 분율이 증가 할수록 Interfacial Fracture 발생 또한 높아지는 것으로 판단된다. 그 결과 수축공 발생은 핫스탬핑강의 너트 프로젝션 용접에서 Interfacial Fracture 발생의 원인 중 하나로 사료된다.
3) 보론강 너트의 경우 탄소강 너트에 비해 더 많은 수축공 발생으로 Void Factor(v)값이 더 낮은 결과가 도출되었다. 따라서 탄소강 너트에 비해 보론강 너트에서 용접부 내 수축공 발생 확률이 더 높으며, 또한 보론강 너트에서 Interfacial Fracture가 발생빈도가 높은 원인 중 하나로 판단된다.
4) 너트 프로젝션 용접부 pull-out 시험 시 Nut Fracture mode가 발생한 경우 높은 Pull-out 하중값을 형성한다. 특히 탄소강 재질 너트 사용 시 프로젝션 용접에서 양호용접의 지표로 판단되는 Plug Fracture 이외 높은 Pull-out 하중 확보가 가능하였다.
5) 보론강 너트가 탄소강 너트에 비해 높은 Interfacial Fracture 발생빈도 및 많은 수축공 발생으로 인해 Pull-out 하중이 더 낮은 결과가 도출되었다. 따라서 탄소강 너트 사용 시 보론강 너트에 비해 높은 Pull-out 하중 확보가 가능하다고 판단된다.

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