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JWJ > Volume 35(3); 2017 > Article
고장력 강판을 적용한 Seat Back Frame의 레이저용접에 관한 연구

Abstract

The automotive industry is in constant pursuit of alternative materials and processes to address the ever changing needs of their customers and the environment. Applications of laser welding have increased steadily in recent years due to its benefits including high speed, high productivity, and high energy density of heat source. This paper investigated the relationship between laser welding parameters and penetration characteristics. The Welding power was fixed at 5kW and welding speeds were varied for the thickness of the workpiece material. Full penetration occurred in the energy per unit area of 21 J/mm2. The hardness of the weld zone was different for each strength of the workpiece material, however the lowest hardness values were the same in the heat-affected zone.

1. 서 론

최근 안전기준과 환경규제의 강화, 연비 향상의 요구 증대로 차량의 경량화 및 차체의 고강도화가 주요 이슈로 부각되고 있다. 이로 인해 자동차의 주요 소재인 철강 소재, 특히 차체, 시트 및 외장 판넬에 주로 사용되는 자동차용 강판에도 새로운 변화가 요구되고 있다1).
한편 자동차 시트는 주행 시 전달되는 차량의 진동이나 충격을 적절히 흡수하여 승객에게 안락함을 제공하는 기능과 더불어 차량의 정면, 후면 충돌이 발생하는 경우 승객을 보호하는 역할을 한다2). 승객의 안전을 확보하기 위해 자동차용 시트 에는 다수의 안전법규의 준수가 요구된다. 따라서 자동차용 시트를 구성하는 부품들 또한 고강도 합금소재로 대체되고 있는 추세이다.
그러나 고강도 강판은 연강 재료에 비하여 용접 시 균열 감수성이 높고 급열 급냉의 용접 열사이클에 의한 금속 조직학적 특성이 저하되는 등의 문제점이 있어 경우에 따라서는 실용화에 큰 장애 요인으로 작용하고 있다3). 이러한 문제의 해결 방법으로서 높은 에너지 밀도의 열원을 이용하여 극히 적은 입열량으로 용접을 실시하는 레이저 용접에 대한 연구가 활발히 진행되고 있다. 레이저 용접은 높은 에너지 밀도를 갖는 용접으로서 용접 품질이 우수하고, 가공속도가 매우 빠르며, 철강재, 알루미늄 및 마그네슘 합금, 플라스틱과 이종 접합 등 다양한 소재에 적용이 가능하기 때문에 많은 산업현장에서 사용되고 있다4).
본 연구에서는 자동차 시트 제작용 고강도 강판인 SPFC 1180 steel, SPFC 980 steel, SPFC 590 steel, SPRC 440 steel 등의 소재로 겹치기 이음부 형태를 갖는 시험편을 제작하여 소재 조합에 따른 두께 변화에 대한 용입성 평가 실험을 수행하였다. 또한 시트 백 프레임 샘플을 제작하여 용접부의 용입 특성을 검토하였다.

2. 실험 방법

본 연구에서 사용한 재료는 인장강도와 두께가 각각 1180 MPa 1.0 t, 980 MPa 0.9 t, 590 MPa 1.6 t, 440 MPa 0.6 t인 4종의 강재이며, 화학적 조성과 기계적 특성을 Table 1Table 2에 각각 나타내었다. 합금에 함유된 탄소의 함유량이 적을수록 연하고 늘어나기 쉬우며 탄소량이 증가할수록 재료의 강도와 경도는 증가하지만 연신율은 감소하여 성형성은 떨어진다. 탄소의 함유량이 많아질수록 용접성도 저하된다5).
Table 1
Chemical composition of base metal(wt. %)
Material C Mn Si P S Fe
SPFC 1180 0.131 2.641 0.092 0.0098 0.0017 Bal.
SPFC 980 0.110 2.20 0.50 - - Bal.
SPFC 590 0.0754 1.820 0.204 0.180 0.002 Bal.
SPRC 440 0.0717 1.379 0.0014 0.024 0.004 Bal.
Table 2
Mechanical properties
Material Tensile strength (MPa) Elongation (%) Hardness (Hv)
SPFC1180 1,281 7 370
SPFC980 1,105 8 323
SPFC590 612 28 192
SPRC440 442 33 136
Fig. 1은 본 연구에 사용된 레이저 장치의 사진이다. 실험에 사용한 레이저는 IPG사에서 제조한 최대출력 6 kW, 파장 1.07 μm인 연속파 레이저였으며, 3D 스캐너 레이저 용접헤드를 6축 로봇에 장착하여 용접 출력, 용접 속도, 초점 거리를 제어 할 수 있도록 구성되었다.
Fig. 1
Laser welding system
jwj-35-3-62f1.gif
레이저 빔을 100 μm와 150 μm 직경 파이버로 전송한 후 초점거리 472 mm인 광학계를 통해 초점(fd=0)에서 소재에 빔을 조사하였다. 레이저 출력은 5kW로 동일하게 적용하였고 용접속도를 변화하여 실험을 진행하였다. 보호 가스는 별도로 사용하지 않았으며, 용접흄 및 스패터 제어를 위해 용접 중에 압축공기를 용접부에 6bar의 압력으로 분사하였다.
미세조직은 2% Nital(HNO3 2 ㎖+C2H5OH 98 ㎖)로 25°C에서 강종에 따라 2 ∼ 10초간 부식시켜 관찰하였다. 또한 인장시험은 박판재의 인장시험에 적합한 KS B 0851 시험편을 선택하였고, 시험편에 3번씩 인장시험을 실시한 후 3개 값의 평균을 나타내었다.

3. 실험 결과

3.1 레이저빔의 크기에 따른 용입 특성

레이저 빔의 크기는 용입깊이와 용융폭을 결정짓는 중요한 변수로 본 실험에서는 먼저 150 μm와 100 μm 직경의 파이버를 사용하여 배율이 1:6인 3D 스캐너 레이저용접 헤드의 광학계를 통해 소재에 조사되는 빔의 직경을 900 μm와 600 μm로 설정하여 빔 크기에 따른 용입특성을 평가하였다. 시험편은 440 MPa 0.6 t, 980 MPa 0.9 t, 590 MPa 1.6 t 소재를 얇은 소재가 상부에 위치하도록 3매 겹침 용접하여 제작하였다.
Fig. 2는 레이저 빔의 크기 900 μm와 600 μm에 대해 레이저 출력은 5kW로 고정하고 용접속도 변화에 따른 용접 전후면 비드 및 용입깊이를 비교한 데이터이다. 65 mm/s와 55 mm/s의 용접속도에서 레이저 빔의 직경 900 μm에서는 불완전용입이 발생하였고 600 μm에서는 완전용입이 나타났다. 빔직경이 큰 900 μm와 비교하여 600 μm에서 안정적인 용접비드를 형성하였고 열영향부가 비교적 좁게 나타났다.
Fig. 2
Cross-section of bead with welding speed and spot size
jwj-35-3-62f2.gif
900 μm의 빔 직경에서 완전용입이 나타나기 시작하는 45 mm/s의 용접속도를 기준으로 인장전단 시험편을 제작하여 용접강도를 비교하였다. Fig. 3은 빔직경에 따른 용융폭 및 인장하중값을 비교한 자료이다. 빔 직경이 900 μm 일 때 계면에서의 용융폭이 1.16 mm로서, 600 μm 에서의 용융폭 0.93 mm보다 20% 정도 크게 측정되었고, 인장하중값 또한 빔 직경이 큰 900 μm에서 크게 측정되었다. 이는 레이저용접의 용접강도는 용접깊이 보다는 계면에서의 용융폭의 크기에 좌우됨을 의미한다. 따라서 겹침판넬의 레이저용접에서 용접강도를 확보하기 위해서는 계면에서 용융폭을 증가시킬 수 있는 용접조건을 설정하여야 한다.
Fig. 3
Comparison of bead widths with spot size at welding speed 45 mm/s
jwj-35-3-62f3.gif

3.2 용접 패턴 형상에 따른 용접부 강도

용접부의 계면파단은 제품의 강도 평가에 악영향을 줄 수 있으므로 모재 파단 또는 열영향부 파단의 결과를 얻을 수 있는 용접 설계가 요구되고 있다. 용접 강도는 계면에서의 용융폭의 크기에 따라 달라지므로 용융폭이 상이한 패턴 형상으로 C자 형상과 ● 형상의 패턴을 설계하고, 1180 MPa 1.0 t와 980 MPa 0.9 t 소재 조합에 적합한 용접 조건을 설정하여 인장시편을 제작하였다. Fig. 4는 스티치(stitch) 형상, C 형상, ● 형상에 대한 인장시험 결과이다. 스티치 형상의 시편에서 용융 면적이 가장 작게 나타났으며 인장시험 결과 계면파단이 발생하였다. 용융면적이 가장 큰 ● 형상에서 인장하중 값이 가장 크게 나타났으며 파단형태도 열영향부 인근의 모재부에서 파단이 발생하였다. 따라서 제품의 기능과 소재의 특성을 고려하여 적정한 용접 패턴과 조건을 설계하는 것이 요구된다.
Fig. 4
Results of tensile test
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3.3 소재 두께에 따른 용입 특성

동일 출력에서 소재 두께에 따른 용입특성을 알아보기 위해 Table 3과 같이 두께를 달리 조합하여 시편 용접 실험을 진행하였고, 실험 조건은 Table 4에 나타내었다. 레이저 출력은 5 kW로 고정하고 용접속도를 변경하여 용접을 진행하였다. 완전용입이 일어나는 조건은 겹침부의 두께에 따라 달리 나타났으며, 소재 조합별 두께에 대한 에너지량을 계산하여 용입 특성을 검토하였다.
(1)
5000W÷145 mm/s=34.5 J/mm
(2)
34.5J/mm÷1.6 mm=21.6 J/mm2
Table 3
Material combinations
NO Upper Center Lower Total thickness
Material Thickness Material Thickness Material Thickness
1 SPFC 980 0.9 SPFC 1180 1.0 SPFC 590 1.6 3.5
2 SPRC 440 0.6 SPFC 980 0.9 SPFC 1180 1.0 2.5
3 SPFC 980 0.9 · · SPFC 1180 1.0 1.9
4 SPRC440 0.6 · · SPFC 1180 1.0 1.6
Table 4
Welding conditions for material combinations
N O Power (kW) Welding speed (mm/s) Energy/t (J/mm2)
Condition 1 Condition2 Condition 3 Condition 4 Condition 1 Condition 2 Condition 3 Condition 4
1 5 66.7 56.7 46.7 35.0 21.4 25.2 30.6 40.8
2 91.7 75.0 63.3 48.3 21.0 25.6 30.4 39.8
3 125.0 105.0 86.7 66.7 21.1 25.1 30.4 39.5
4 145.0 125.0 103.3 78.3 21.5 25.0 30.2 39.9
식1과 식2는 1.6 mm 소재 조합에서 완전용입이 발생하는 용접 조건에 대한 에너지량을 계산한 결과이다. 5000 W의 레이저 출력으로 두께 1.6 mm 소재를 145 mm/s의 용접속도로 레이저용접할 경우 단위 길이당 에너지량은 34.5 J/mm이고, 소재 두께를 고려한 단위 면적당 에너지량은 21.6 J/mm2의 값으로 나타났다.
(3)
5000W÷66.7 mm/s=75.0 J/mm
(4)
75.0J/mm÷3.5 mm=21.4 J/mm2
식3과 식4는 3.5 mm 소재 조합에서 완전용입이 발생하는 용접 조건에 대한 에너지량을 계산한 결과이다. 소재 두께를 고려한 단위 면적당 에너지량은 21.4 J/mm2로 1.6 mm 소재 조합의 에너지량과 유사한 결과로 나타났으며, 또한 모든 조합에서 완전용입이 일어나는 단위면적당 에너지량은 약 21 J/mm2로 유사한 값을 보였다.
Fig. 5에는 전면 비드와 후면 비드 및 용접단면을 나타내었다. 모든 용접부에서 용접부와 열영향부 및 모재부로 구분되며, 또한 소재간 겹친 부분이 명확하게 구분되었다. 낮은 용접 속도, 즉 에너지량이 많아질수록 비드 전면과 후면의 언더컷량이 커졌으며 단위면적당 에너지량이 30 J/mm2이상에서는 소재가 과다 용융되고 용융물이 고출력, 고압의 빔에 의해 비산되어 용접부에 결함이 발생되었다.
Fig. 5
Front and back bead, cross-section
jwj-35-3-62f5.gif

3.4 Seat Back Frame 용접부 용입 특성

시험편을 통해 도출한 완전용입이 일어나는 용접 조건을 Seat Back Frame에 적용하여 Fig. 6과 같이 Seat Back Frame 샘플을 제작하였다. 레이저 용접이 적용된 위치별로 판넬 겹수 및 두께가 달라 겹침부의 두께 합에 따라 상이한 에너지량의 용접조건을 적용하였다. 시험편 용접 특성 평가의 결과를 토대로 단위 면적당 에너지양이 약 21 J/mm2가 되도록 용접조건을 설정하여 용접을 진행하였다.
Fig. 6
Seat back frame
jwj-35-3-62f6.gif
Fig. 7은 제작된 샘플의 소재 조합중 Table 3에 표기된 조합의 전면, 후면 비드를 보여주고 있다. 시험편에서의 용접 결과와 동일하게 모든 용접부에서 완전용입이 나타났다. 일부 용접에서는 판넬 사이에 0.2~0.3mm의 갭(gap)이 존재하였지만 용접 품질에는 이상이 없음을 확인하였다.
Fig. 7
Front & back bead, cross-section for seat back frame
jwj-35-3-62f7.gif
Fig. 8은 비커스 경도기를 이용하여 소재 조합 2번 용접단면에 대한 경도를 측정한 결과이다. SPRC440 소재(A)는 대부분 페라이트 조직으로 이루어져 있어 레이저용접에 의해 용융부는 급냉하여 마르텐사이트 조직으로 변화되고 열영향부는 모재 쪽에서 용융부 방향으로 갈수록 마르텐사이트 조직이 많아지기 때문에 경도는 상승하여 용융부에서 최고 경도값을 나타낸다. SPFC980 소재(B)와 SPFC1180(C) 소재에서는 용융부와 열영향부의 경계인 본드라인 근처에서 경도값이 가장 낮게 측정되었다. 이는 용융부로 갈수록 페라이트 조직보다는 마르텐사이트 조직이 많아져서 경도값도 높아졌다. 따라서 이러한 결과로 인장시험에서도 경도가 가장 낮은 위치에서 파단이 되는 것으로 생각되며 레이저 용접열에 의해 모재조직의 마르텐사이트 조직이 변화되어 페라이트로 일부 변화된 것으로 판단된다.
Fig. 8
Hardness distribution of specimen No. 2
jwj-35-3-62f8.gif

4. 결 론

1) 직경이 큰 레이저 빔으로 용접한 용접부의 용입깊이는 상대적으로 얕아지나 겹침판넬의 계면에서의 용융면적이 넓어져 빔 직경이 작은 용접 대비 높은 인장하중 값을 나타내었다. 따라서 용접강도는 용입깊이 보다는 용융폭의 크기에 좌우됨을 알 수 있으며 용접강도 확보를 위해서는 용융면적을 넓힐 수 있는 용접형상 및 용접조건 설정이 요구된다.
2) 고강도강 레이저 용접부의 계면파단을 개선하기 ‘C’자 형상의 패턴, 원의 내부를 채우는 ‘●’ 형상의 용접 패턴을 설계하였고 이러한 형상에 맞는 용접조건을 도출하여 파단형태를 개선하였다.
3) 겹침판넬의 레이저용접에서 완전용입이 일어나는 조건을 유도하기 위해서는 겹침부의 두께가 증가하면 용접부에 조사되는 에너지량도 증가해야 한다. 두께를 고려한 단위 면적에 대한 에너지값은 각 소재 조합별로 약 21 J/mm2 정도의 비슷한 값을 보였다.
4) 고강도 강판의 열영향부에서 용융부와 유사하거나 높은 경도값을 보였으며 모재로 갈수록 경도값이 낮아지고, 모재와 만나는 곳 부근에서 다시 상승하는 연화현상이 나타났다.
고강도 강판의 레이저용접에 있어 용접부의 특성을 잘 이해하고, 고강도 강판의 장점을 최대한 활용하기 위해 적절한 용접조건 및 용접변수의 선정이 필요하다. 용접부의 요구 강도 수준과 생산성을 동시에 고려한 최적의 용접조건을 선정하는 것이 중요하다.

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