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J Weld Join > Volume 40(5); 2022 > Article
알루미늄과 구리의 레이저 이종접합에 관한 연구(Ⅰ) - 레이저용접 최신 연구동향 및 품질 분석 -

Abstract

In the rapidly changing automobile market, the important issues in assembling electric vehicles (EVs) can be summarized as weight reduction and battery safety. For the battery manufacturing technology, welding of dissimilar materials is crucial to assure the functionality and reliability of the battery systems installed in the recently developed EVs. This paper discusses research trends in laser welding technology for joining Al and Cu, which is currently applied for the joining process in the battery pack manufacturing. Laser welding of Al/Cu is well known to be very difficult owing to the formation of brittle intermetallic compounds as well as the low absorption rate of laser beam in both Al and Cu. Thus, the energy absorption rate, optimal energy density (beam size), welding heat input, beam modulation, and laser wavelength should be carefully optimized. The quality of dissimilar Al/Cu laser welding has been assessed by evaluating tensile and electrical properties. However, no standardized testing method exists for the laser welded materials. Therefore, standards must be urgently established for the mechanical and electrical evaluation of the laser welded materials. From the tear-down analysis of commercially produced battery modules in domestic EV, the quality of Al/Cu and Cu/Cu laser welds is critically assessed. For future research, the monitoring technology for reliable real-time laser welding should be developed for the mass-production of EV battery systems with better productivity and higher reliability.

1. 서 론

최근 자동차 산업에서의 화두는 친환경자동차 시장 확대에 따른 전기차 시장 선점이며, 각국의 선진 자동차업체는 이러한 시장 변화에 효과적으로 대응하기 위해 총력을 기울이고 있다. 실제 2020년 기준 전세계 전기차 누적 보급대수는 2019년보다 43% 증가하여 1천만대를 넘어섰으며, 총 누적 보급대수 중 BEV (Battery Electric Vehicle)의 비중은 무려 2/3를 차지하고 있다.
이와 같이 변화하는 자동차 시장을 용접기술의 관점에서 바라봤을 때 최대 이슈는 차체 경량화와 배터리 안전성으로 요약할 수 있다. 여기서 경량화는 기존 소재의 박육 고강도화, 비철금속 또는 복합소재와 같은 경량 대체소재의 적용, 그리고 이에 따라 요구되는 이종접합기술의 적용을 의미한다. 배터리 안전성의 경우 셀→모듈→팩 단계를 거쳐 최종 배터리 시스템이 완성되어 안전하게 구동되기까지 요구되는 용접기술에 대한 적절한 공정 선정 및 품질건전성 확보가 큰 문제이다.
본 논문에서는 이 중 배터리 셀 및 배터리 모듈 생산 단계에서 최근 활발히 적용되고 있는 레이저 용접기술에 대한 연구동향에 대해 논의하고자 한다. 배터리 셀은 형상 및 특징에 따라 크게 파우치형, 각형 및 원통형의 3가지 형태로 구분할 수 있다. 원통형 배터리는 테슬라에서 사용되며, 각형의 경우 BMW, 아우디, 폭스바겐 전기차에 적용되고 있다. 파우치형 배터리의 경우 국내 현대·기아를 포함하여 GM, 포드, 르노 등에서 사용되고 있다. 이러한 배터리 셀은 적정 개수에 맞게 묶음 형태로 모듈화되므로 이 과정에서 전기적 연결부가 만들어져야 하는데, 이 때 각종 용접기술이 요구된다. Fig. 1은 세 가지 형태의 배터리 셀에서 전기적 연결부를 접합하는데 적용할 수 있는 용접공정을 분류하여 보여주고 있다1). 여기서 유의 깊게 볼 수 있는 것은 바로 레이저 용접인데, 레이저 용접은 비접촉식 접합공정이기 때문에 타 용접 공정들과 달리 모든 형태의 배터리 셀에 적용 가능하다는 특징이 있다.
Fig. 1
Commercially available battery cell and module types with electrical contact joining methods1)
jwj-40-5-416gf1.jpg
배터리 셀은 리드탭이라 불리는 양극(Anode)과 음극(Cathode) 단자가 있으며, 양극과 음극은 각각 순도가 높은 Al과 Cu 로 구성된다. 이러한 리드탭은 모듈 형태를 갖추기 위해 직렬 또는 병렬로 Cu 소재로 이루어진 버스바에 연결된다. 버스바의 형태 및 전기적 연결 특성 등에 의해 Al/Cu 또는 Cu/Cu의 접합이 주로 요구되며, 때에 따라서는 Al/Al/Cu, Cu/Al/Cu 등 3겹 이상의 다중 조합의 접합이 요구되는 경우도 있다.
이에 기존에는 고상용접 방식의 초음파용접이 이종소재 접합에 가장 보편적으로 적용되었으나, 접촉식 공정의 단점인 ①툴 마모, ②접합부 변형, ③소음 및 분진 그리고 ④설계 제약 등의 이유로 현재는 상당부분 레이저 용접으로 대체되고 있다2,3). 그러나 레이저 용접은 용융용접이기 때문에 극복해야 할 과제가 상당하다. 우선 어떠한 레이저 소스를 사용하는 것이 가장 적절한지에 대한 해답이 필요하며, 용접부에 대한 시험평가 및 품질판단 기준 또한 정립되어야 한다. 공정변수 조절 및 소재 조합 변경에 의한 미세구조 및 특성의 영향과 함께 빔 모듈레이션 적용에 대한 이해도 필요하다.
이에 본 논문에서는 Al, Cu간 이종소재 레이저 용접이 어려운 이유에 대한 설명과 함께 이를 해결하기 위한 최신 연구동향에 대해 조사하고 그 결과를 Table 1과 같이 정리하였다. 또한, 현재 국내 레이저 용접 품질 수준 확인을 위해 실제 양산 제품을 분석하고 이를 토대로 향후 해결해야 될 문제들에 대해 검토하고자 하였다.
Table 1
Summary of research conducted on laser beam welding of aluminum and copper
No Laser system Material information Joint Strength Year (Ref.)
Process (model or maker) Spot size (µm) Modulation Upper Lower Joint design Specimen size (overlap), mm Welding length (mm)
1 Pulse (Nd:YAG) 280 Temporal Cu-OF 1.2t Al1050 1.2t Butt Spot 50×6 Spot 800N 2004 (27,28)
2 Single mode (MIYACHI) 30 Linear line Al3003 1.0t Cu110 0.3t Overlap - - - 2009 (24)
3 Pulse (Nd:YAG) 400 Temporal Cu-OF 1.0t Al1050 1.0t Butt 50×10 - - 2011 (29)
4 Single mode (YLR3000SM) 50 Spatial (Wobble) Al5754 1.0t Cu-OF 1.0t Overlap (variable)   10~40 - 2012 (34)
5 Single mode (IPG-500SM) 30 Linear line Al3003-H14 0.5t Cu110-H0 0.5t Overlap 76×25 (25) 20 780N 2012 (35)
6 CW Disc (Trumpf) 220 Linear line Al1050H 0.2t OF-Cu1020P-1/2H 1.0t Overlap (variable) 130×70 (25) 40 25kgf/10mm 2013 (41)
7 Single mode (YLR2000SM) 20 Linear line Al1050 0.3t C1020 0.3t Overlap (variable) 60×30 - 160MPa@Cu-Al 205MPa@Al-Cu 2014 (35)
8 CW Fiber - Linear line (Double seam) Al1100-H18 0.8t C1100-HO 1.6t Overlap 25×95 (13) 13 769N 2014 (50)
9 Pulse (TruFiber400) 33 Temporal+ Spatial Al1050 0.2t SF-Cu 0.2t Overlap 80×40 (25) 15~35 130MPa 2014 (30)
10 Pulse (TruFiber400) 33 Temporal+ Spatial Al1050 0.2t SF/E-Cu 0.5t Overlap 40×40 30 303N 2016 (31)
11 CW Diode (LDF4008LV) 280 Spatial (Sinusoidal) Al1050 1.0t Cu-OF 1.0t Overlap - 35 - 2016 (51)
12 Single mode (YLS2000SM) - Spatial (Wobble) Al1050 Al 2.0t Pure Cu 2.0t Butt 100×50 50 - 2018 (36)
13 CW Disc (HLD4002) 200 Linear line Al6061 1.6t Cu1100 1.6t Overlap 50×25 (20) 25 99.8MPa 2019 (42)
14 Pulse (TruDisk2000) 89 Temporal+ Spatial (Infinite) Cu-OF 0.4t Al1050 0.4t Overlap 50×40 (20) 40 79.6MPa 2019 (32)
15 Single mode (YLR1000SM) 22.4 or 58.8 Spatial (Wobble) Al1060 0.4t C1020-H0 0.3t Overlap (variable) 80×45 (15) 45 130kgf@45mm 2019 (38)
16 Single mode (YLR1000SM) 60 Spatial (Wobble) A11050 0.45t C1020-H0 0.3t Overlap (variable) 70×45 (15) - 123kgf 2019 (39)
17 CW Disc (HLD4002) 200 Linear line Al6061 1.6t C1100 1.6t Overlap 50×25 (20) 25 126.9MPa 2020 (43)
18 Single mode (YLR1000SM) 24 Spatial (Wobble) Al1050 0.5t Cu-ETP 0.5t Overlap (variable) 40×20 164MPa@Al-Cu 200MPa@Cu-Al 2020 (40)
19 CW Green (TruDisk1020) 89 Spatial (Infinite) Cu-OF 0.4t Al1050 0.4t Overlap 50×40 - 76.9MPa 2021 (49)
20 CW Green (TruDisk2021) 200 Linear line Al6061 0.4t C1020P 0.4t Overlap 100×50 (45) - 3.0kgf/mm 2021 (48)
21 CW Fiber (FL8000-ARM) 540 Linear line Al6061 0.4t C1020P-1/2H 0.4t Overlap 100×50 (45) 40 55MPa 2021 (46)
22 CW Disc (TruDisk2000) 110 Spatial (Spiral) C1020P 0.4t Al1050 0.4t Overlap 40×60 Spot 291.5N 2021 (44)
23 CW Fiber (nLight Alta3.0) 68 or 175 Linear line Cu 0.3t Al1050 0.45t Overlap 60×45 10 750N@22.4µm 900N@175µm 2022 (47)
24 Pulse (SPI G4EP-Z) 30 Multi line (5 line) Cu 0.3t Al 0.4t Overlap 10×40 (14) - 73.5MPa@Al-Cu 108MPa@Cu-Al 2022 (48)
CW Fiber (YLR1000) 27 Spatial (Infinite) 61.2MPa@Al-Cu
68.6MPa@Cu-Al

2. 알루미늄과 구리의 레이저 용접성

Al과 Cu의 이종소재 레이저 용접성을 언급하기에 앞서 먼저 각 단일 소재의 레이저 용접특성에 대해 소개하고자 한다. 우선 Al은 초기 레이저 용접기술의 상업적인 발전에도 불구하고 Fig. 2와 같이 레이저 빔 흡수율(약 4 %)이 낮아 용접이 어려웠으나, 2000년대 이후 레이저 빔의 출력이 증대됨에 따라 관련 연구가 비약적으로 증가하였다4,5). 특히 스캐너, 광파이버, 센서류, 광학계, 발진계 등 레이저 성능에 영향을 미치는 모듈의 발전과 함께 Al의 용접 시 문제가 되는 균열 및 기공을 효과적으로 억제하고 용접성을 향상시키는 방안이 많이 연구되었다. 초창기에는 높은 빔 흡수율과 보다 깊은 용입깊이 확보를 위한 펄스형태의 용접6,7)을 시작으로, 용가재를 용융지에 삽입하여 물성을 확보하는 방법8), 보호가스의 사용 또는 표면 전처리를 통해 수소의 흡습을 최소화하여 기공 발생을 억제하는 방법9,10), 고온균열 방지 및 기공 제어를 위해 스캐너를 이용하여 빔을 공간적으로 모듈레이션(Spatial modulation) 하는 방법11-13), Al 소재에 대해 빔 흡수율이 양호한 다이오드 레이저를 동시에 조사하여 예/후열 형태의 효과를 동시에 얻는 방법14) 등이 연구되었으며, 최근에는 이러한 사전 연구결과에 더 나아가 멀티코어 빔을 적용한 Al 용접 연구15,16)도 활발히 진행 중에 있다.
Fig. 2
Absorption rates of copper, copper alloys, aluminum and steel surfaces at room temperature over the wavelength5)
jwj-40-5-416gf2.jpg
한편, Al과 마찬가지로 Cu도 레이저 용접이 매우 까다로운 소재로 알려져 있다. Cu의 융점은 1,083 °C로서 Al(685 °C)과 Fe(약 1,500 °C)의 중간 정도이나 열전도도는 Fe의 8배 이상이며 Al과 비교해서도 2배 이상 크다. 이러한 특성으로 Cu의 용접 시 용접부에서 열이 급격히 방출되기 때문에 소재의 충분한 예열이 필요하다. 또한, Cu는 Fe대비 5배 이상의 큰 열팽창계수로 인해 냉각 시 수축에 의한 응력집중이 일어나 균열이 발생하기 쉽다. 레이저 용접 관점에서 Cu는 CO2레이저와 같은 기체레이저에서 빔 전송을 위한 반사경으로 사용될 만큼 레이저 빔 흡수율이 매우 낮은 소재이다. 고체 상태의 Cu는 IR 파장을 갖는 산업용 레이저(1,064 nm)에서 흡수율이 약 2.5 % 정도로 매우 낮지만, 액체 상태에서는 약 10 % 이고 키홀 상태가 되면 60 % 이상의 흡수율을 보이므로, Cu 소재의 용접에서는 레이저의 집속을 통해 순간적으로 Cu를 키홀 상태로 만들어주는 것이 중요하다.
한편 액상의 Cu는 낮은 표면장력과 점성으로 융융풀이 불안정하여 레이저 용접 시 스패터가 매우 빈번하게 발생되는 특성을 갖는다. 이에 Heider17)는 Cu의 레이저 펄스용접에서 스패터가 발생되는 현상을 Fig. 3과 같이 초고속카메라를 통해 관찰하였다. 그의 관찰 결과에 따르면 (a)용융풀이 우선 만들어지고 (b)용적이 서서히 팽창한다. 이렇게 팽창된 용적은 낮은 표면장력에 의해 (c)와 같이 폭발적으로 날아가 버리고 그 자리에 (d)와 같이 고형물질로 둘러싸인 구멍을 남기면서, (e) 및 (f)와 같이 새로운 용접부를 만든다. 이와 같이 반복되는 과정에 의해 Cu소재의 용접부 표면 및 단면은 결과적으로 Fig. 4와 같이 기공이 많은 구조를 보이게 된다.
Fig. 3
Series of single frames from a high speed video of a welding process in Cu-ETP, showing the formation of a melt ejection10)
jwj-40-5-416gf3.jpg
Fig. 4
(a) Top-view and (b) longitudinal cross section of a weld seam in Cu-ETP; with a welding speed of 6 m/min and an incident laser power of 1,500W at a wavelength of 1㎛. The white dashed line indicates the penetration depth of the welding seam10)
jwj-40-5-416gf4.jpg
이를 요약하자면 스패터는 결국 키홀이 불안정하여 키홀 벽면이 불규칙적으로 붕괴되기 때문에 발생한다. 키홀 붕괴에 따라 그 내부에 갇힌 기포(Bubble)에 의해 생성된 압력이 용융풀의 표면장력보다 높을 때까지 표면 방향으로 액상의 용융된 Cu를 밀어내고 이로 인해 용적이 점차적으로 팽창하다가 그 힘이 용융풀의 표면장력 이상이 되면 결국은 폭발하며 결과적으로 핀홀 결함과 같은 흔적을 남기게 되는 것이다. 이러한 키홀의 붕괴를 막기 위해서는 적절한 용접 속도를 선택하는 것이 중요하며, 되도록 고출력에서 빠른 속도로 용접하는 것이 용접성 향상에 도움이 된다. 용접 속도가 느릴 경우 전방 키홀의 각도가 낮아 키홀을 지탱하는 증기압이 저하되어 붕괴의 가능성이 더 높다.
이러한 주장은 Liebl18)의 연구에 의해서도 뒷받침되었다. 그는 8 kW급 파이버 레이저(IPG YLR-8000)를 이용하여 5 mm 두께의 무산소동 소재를 BOP 용접하여 스패터 발생영역 구분 및 용접성 향상에 관한 연구를 진행하였다. Fig. 5는 용접속도와 출력에 따라 스패터가 발생하는 구간을 연구한 결과이다. 출력의 증가와 무관하게 느린 용접속도에서는 모든 구간에서 스패터가 발생하였으며, 용접속도가 최소 9 m/min 이상이 되어야 양호한 용접 표면을 얻을 수 있다고 하였다.
Fig. 5
Process limit for occurring melt ejection18)
jwj-40-5-416gf5.jpg
결론적으로 Cu의 레이저 용접성을 개선하기 위해서는 빔 흡수율을 향상시켜 키홀을 안정화시키는 것이 무엇보다 중요하다. 이에 많은 연구자들은 초창기에 흡수율 향상을 위해 펄스형태로 에너지를 집속시키는 연구를 선보였다19-21). 나아가 최근에는 파장이 짧아 흡수율이 비교적 양호한 그린 레이저(532 nm)를 사용하거나22,23), 에너지 밀도가 매우 높은 싱글모드 레이저를 사용하는 방법24,25) 그리고 예/후열이 가능한 멀티코어 레이저 빔을 적용하는 방법26)등이 제안되고 있다.
이상과 같이 Cu의 용접성을 개선하기 위한 다양한 연구 중 Punzel26)의 연구결과는 특히 본 연구와도 유사한 면이 있어 흥미롭다. 그는 Cu 용접을 위한 최적의 빔 소스는 무엇이며 용접성은 정량적으로 어떻게 차이가 나는지 확인하기 위해 두께 2 mm의 무산소동에 대해 BOP(Bead on plate) 및 맞대기 용접 실험을 진행하였다. 사용된 레이저 소스는 3가지로 각각 기존 IR 파장을 갖는 최대 6 kW급 고출력 레이저(IPG YLS-6000), 동일한 IR파장에서 센터빔과 링빔의 출력 조절이 가능한 4 kW급 멀티코어 레이저(Bright- Line TruDisk4001) 그리고 515 nm 파장을 갖는 최대 2 kW 출력의 그린 레이저(TruDisk2021)에 대해 비교하였으며, 빔 사이즈는 모두 170~180 ㎛로 유사하였다. 그의 실험결과에서 모든 레이저 소스에 대해 Cu 소재는 모두 안정적으로 용접되었다. 하지만 기존 고출력 레이저의 경우 그 조건 범위가 매우 협소하고 용입깊이의 변동량(Depth fluctuation)이 크기 때문에 키홀 안정화를 위해 모듈레이션의 적용이 필수적이며, 모듈레이션에 따른 용입 깊이의 충분한 확보는 어렵다고 하였다. 반면 멀티코어 레이저의 경우 일반 레이저에 비해 동일 출력에서 용입깊이는 약간 감소하지만 외곽 빔의 예/후열 효과로 인해 스패터가 감소하고, 용접부 표면 상태가 명확하게 개선되는 결과가 나타났다. 마지막으로 그린 레이저의 경우 Fig. 6과 같이 종횡비(Aspect ratio)가 타 레이저 소스와 비교하여 가장 좋으며, 안정적인 용접부 품질을 얻을 수 있다고 제안하였다. 단, 현재 시점에서 상업적으로 적용 가능한 그린 레이저의 최대 출력은 아직 2 kW 수준으로, 기존 IR 레이저에 비해 출력이 현저히 부족한 단점이 있다.
Fig. 6
Ratio of welding depth to laser power in dependence of laser power with green laser and different relative power distributions of the core beam at a feed rate v = 8 m/min26)
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이상과 같이 Al과 Cu, 단일 소재에 대한 레이저 용접은 양호한 용접부 품질을 얻기 위해 많은 노력이 요구되고 있다. 이에 더해 레이저를 이용하여 이종소재인 Al과 Cu를 접합하는 것은 미세조직 측면에서 또 다른 문제를 야기한다. 이는 레이저 용접부에 취성의 금속간화합물이 형성되는 것인데, 이 화합물은 용접공정 중 온도와 시간의 함수인 원소의 확산에 의해 형성된다. 즉, 적절한 입열 조건이 레이저 용접부의 품질을 결정짓는 주요 인자가 되는 것이다. 레이저 용접에서의 입열은 간단히 레이저 출력과 용접속도의 함수로 여겨지나, 이를 더 세부적으로 고려하면 에너지 밀도 및 빔 품질과도 큰 연관성이 있다. 따라서 단일 소재를 용접하는 것보다 이종소재를 용접하는 것은 용접부 내 금속간화합물의 형성을 제어하기 위한 공정 최적화가 요구되므로 더욱 난해한 특징을 보인다.
이에 본 논문에서는 Al/Cu 이종소재의 효과적인 레이저 용접을 위해 요구되는 최적의 에너지 밀도(빔 사이즈), 용접 입열량, 빔 모듈레이션, 레이저 파장 등을 인장강도 및 전기전도도 관점에서 찾아보고자 하였다.

3. 레이저 공정에 따른 용접성 비교

앞서 제시한 Table 1은 Al/Cu 이종소재의 레이저 용접에 대한 선행 연구결과들을 정리한 것으로, 레이저의 종류 및 빔 사이즈, 용접방법(ex: 모듈레이션) 등 연구에 사용된 레이저 공정에 대해 조사하여 발표년도 순으로 정리하였다. 아울러 아직 레이저 용접부에 대한 표준화 된 시험방법이 없기 때문에, 소재 조합, 시편 제작, 평가방법, 그리고 그에 따른 최대 접합강도도 함께 제시하였다.
본 절에서는 연구에 사용된 레이저 공정 차이에 따른 용접결과들을 비교하고자 하였다. Al/Cu 이종소재 접합에 사용된 레이저 공정은 크게 ①평균출력 대비 높은 첨두출력(Peak power)을 갖는 펄스레이저, ②가우스(Gaussian) 형상의 에너지 분포를 갖고 있으며 빔 품질이 매우 우수한 싱글모드 레이저 ③기존 고출력의 멀티모드 CW(Continuous wave)레이저 그리고 ④ IR 파장 대비 짧은 532 nm의 파장으로 Cu 소재에 대해 흡수율이 양호한 그린 레이저, 총 4가지로 구분할 수 있었다. 각 공정별 사례는 아래에 후술되었다.

3.1 펄스 레이저 용접

펄스 레이저는 레이저 빔과 모재 사이의 가능한 상대적 이동을 고려하지 않고 레이저 출력이 지속적으로 변하는 것으로, 시간적(Temporal) 모듈레이션 용접기술로 정의할 수 있다. 이러한 펄스 형성은 고상과 액상 간 상이한 재료의 흡수율 조정을 가능하게 하며, 이에 따라 시간적 모듈레이션 방식은 펄스 반복속도가 비교적 큰 Nd:YAG 레이저에서 비로소 산업적 활용에 대한 연구가 시작되었다4).
Al/Cu 이종접합에 대한 연구는 2004년 Schmidt27)의 논문에서 최초로 확인되었다. Nd:YAG 레이저의 경우 일반적으로 빔 직경이 크고 품질이 좋지 않아 Cu 용접에 상당한 어려움이 있다. 이를 극복하기 위해 소재 사이에 0.1 mm 두께의 얇은 Ni 또는 Ag 호일(Foil)이 삽입되었고 Fig. 7과 같이 일정 간격으로 스팟 형태의 펄스 레이저 용접을 실시함으로써 균열형성을 방지하고 접합부의 강도를 향상시키고자 하였다. 즉, 삽입금속을 이용하여 용접부 내 Al, Cu 원소의 분포가 균일하게 이루어지도록 유도하였다. 그 결과 Cu 용접 계면에서 통상적으로 발생하던 응고균열 형성이 억제됨을 확인하였으며, Ag 호일을 이용할 경우 Fig. 8과 같이 삽입금속이 없는 경우와 비교하여 인장강도가 약 2 배 가까이 향상됨이 보고되었다. 또한 280 ㎛의 빔 사이즈를 갖는 레이저 초점 위치를 흡수율이 상대적으로 양호한 Al 쪽에 조사함으로서 보다 효율적인 접합이 이뤄질 수 있도록 하였다. 이후 그의 후속 연구28)에서는 삽입금속의 두께를 25 ㎛까지 감소시키면서 호일 두께가 접합강도에 미치는 영향에 대해 검토하였으며 나아가 삽입금속을 Ni, Ag, Sn 등의 코팅(Cu 모재의 도금)으로 치환하고 코팅의 종류 및 두께에 따른 영향도 확인하였다. 그 결과 코팅층의 두께가 3 ㎛ 수준에서는 강도향상 효과가 적었으나 10 ㎛ 일 때 모두 기존 대비 20 % 이상 강도가 향상된 결과가 나왔다.
Fig. 7
Joint configuration of laser spot welded on both sides of a lap joint27)
jwj-40-5-416gf7.jpg
Fig. 8
Maximum tensile force of Cu-Al welded joints as a function of beam offset for welding without and with Ni and Ag interfacial foil27)
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그는 또한 맞대기 이음 구조에 대해서도 유사한 연구를 진행하였다29). 이종 소재 용접부의 연성을 향상시키기 위해 1.0 mm의 Al과 Cu 이음부 사이에 통상적인 용가재로 많이 사용되는 지름 1.6 mm의 Cu97Si3 또는 Al88Si12를 삽입하고 400 ㎛의 빔 사이즈를 갖는 펄스 Nd:YAG 레이저를 이용하여 접합을 시도하였다. 연성(Ductility) 확인을 위해 4점 굽힘시험을 실시한 결과 AlSi12 용가재를 사용한 시험편에서 두 배 이상 강도가 향상된 결과가 나타났다. 이상과 같은 그의 실험 결과를 토대로 이종접합부 물성 확보를 위해 삽입금속을 사용하거나, 모재의 도금 및 도금두께 조절을 통해 용접부의 미세조직 및 기계적 특성의 제어가 충분히 가능하다는 것을 확인하였다.
이후 펄스 레이저를 이용한 연구는 Nd:YAG 레이저보다 빔 품질이 보다 우수한 디스크 및 파이버 레이저의 등장 그리고 스캐너 기술의 확대로 인하여, 삽입금속이 없이도 펄스 레이저를 이용하여 Al/Cu를 겹치기 용접하는 것이 가능하게 되었다. 이에 따라 Plapper30-32)는 2014년부터 디스크 및 파이버 소스의 펄스 레이저를 이용하여 시간적 + 공간적 모듈레이션을 동시에 적용하여 이종접합을 시도하였다. 여기서 주목할 점은 과도한 입열에 의해 발생되는 금속간화합물 발생을 최소화하고자 브레이징 형태의 접합부를 제안하였다는 것이다. 이를 위해 0.2 mm의 Al, Cu 소재에 대해 펄스레이저를 와블(Wobble) 형태로 조사하여 접합부 면적을 확보함과 동시에 진폭, 주파수, 용접속도 등의 변수 최적화를 통해 빔 중첩률(Overlap ratio)을 제어함으로서 Fig. 9와 같은 접합부 형태를 만들었다30). 그는 다양한 공정조건에서의 실험을 통해 입열이 충분하지 않을 경우에는 상판 Al에서 하판 Cu 소재로 전도되는 입열이 충분치 않아 계면에 기공(Void)이 발생되는 냉접(Cold weld) 형태의 접합부가 나타난다고 하였다. 반면 입열이 과도한 경우는 계면접합 입열 범위를 벗어나 하판 Cu가 용융됨과 동시에 과도한 금속간화합물이 성장하여 Al쪽에 다량의 기공이 형성되었다. 이러한 기공은 과도한 빔 오실레이션에 의해 발생되는 용융지의 난류에 의한 것으로 간주되었다. 반면 양호한 용접조건에서 금속간화합물 두께는 약 3.2 ㎛ 정도로 매우 얇게 형성되었으며, 이에 따른 접합강도는 130 MPa로 높게 나타났다.
Fig. 9
Possible seam structures at Al-Cu braze-weld30)
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이상과 같이 빔 흡수율이 상대적으로 높고 열전도율과 융점이 낮은 Al이 상판에 위치한 경우는 상판 용융을 통해 Cu 하판과의 계면접합이 가능하다. 그러나 Cu가 상판에 위치하는 경우는 이러한 방법의 적용이 어렵다. 따라서 오실레이션에 의한 교반을 통해 금속간화합물의 집중도를 낮추고 골고루 분포시키는 방법이 보다 적합한 방법이다. 이에 따라 Plapper는 2019년 펄스레이저를 이용하여 와블 형태 대신 무한대 기호 “∞” 형태(Infinite pattern)의 모듈레이션 패턴을 적용한 Cu 상판 레이저 용접에 대한 연구 결과를 발표하였다32). 그는 이 연구에서 공간적 모듈레이션에 더해 시간적 모듈레이션의 효과를 극대화하고자 펄스 변조에 대한 실험을 진행하였다. 이를 위해 0.4 mm의 동일 두께를 갖는 Cu-Al 조합에 대해 기타 변수는 최대 출력을 포함해 모두 동일하게 고정하고 펄스 형상만 Fig. 10과 같이 4가지 형태로 변화시켜 용접 후 미세구조 및 기계적 특성을 확인하였다. 여기서 PH, AW, CL은 각각 하나의 단일 펄스에 대한 예열(Preheat), 본용접(Active welding) 및 냉각(Cooling)시간을 의미한다. 펄스 변조에 따른 접합강도는 시험 조건에 따라 큰 차이를 보이지 않았다. 그러나 예열 구간이 있는 A 조건에서 가장 양호한 강도를 나타내었으며, D 조건에서 가장 취약한 결과가 나타났다. 이를 통해 Cu가 상판에 위치하여 취성파단 가능성이 높은 조합에 적절한 모듈레이션 기법을 적용함으로써 계면파단이 아닌 Al 열영향부 또는 모재 파단을 유도할 수 있음이 확인되었다.
Fig. 10
(a) Pulse mode of operation defined by peak power (W), pulse time (ms), frequence (Hz), (b) Profiles of the pulse A, B, C, D i.e. pulse power as a function pulse time. Area under the pulse in (b) is same for all the profiles32)
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이상과 같이 펄스 레이저를 통한 이종접합은 충분한 접합부의 성능을 보증할 수 있었다. 그러나 강도 확보를 위한 모듈레이션 방법에 있어 시간적, 공간적 공정변수를 모두 고려해야 하기 때문에 실제 현장에 적용하는데는 많은 어려움이 따를 것으로 생각된다.

3.2 싱글모드 레이저 용접

싱글모드 레이저는 빔 발산각(Beam divergence)이 낮아 초점 크기가 작고 그에 따른 에너지 밀도가 상대적으로 크기 때문에, 비철금속의 낮은 레이저 흡수율에 대한 극복이 가능하다. 싱글모드 레이저는 2000년대 초반 상업적 개발이 시작되어 용접분야 응용은 2000년대 후반부터 시작되었으며, Al/Cu 이종접합에 대한 연구는 2009년 MIYACHI社에서 최초 발표된 것으로 확인되었다. MIYACHI社는 배터리 제조에서 기존 펄스 Nd:YAG 용접의 느린 용접속도와 용입 한계를 대체하기 위해 500 W급 싱글모드 레이저를 이용한 연구결과를 발표하였다24). 이후 2012년 Schmidt33)는 3 kW급 싱글모드 레이저에 대해 다양한 오실레이션 조건과 소재 조합, 형상에 따른 용접부 전기저항과의 관계를 연구한 논문을 발표하였다. Hailat34)은 기존 이종접합부의 연성 확보를 위해 싱글모드 레이저로 약 0.5 mm 두께의 Al과 Cu 소재 사이에 0.1 mm 두께의 Tin 포일(Sn92Ag4Ti3 wt%.)을 삽입한 후 용접하여, 삽입재가 없을 때 680 N 이던 접합강도를 780 N 까지 향상시킬 수 있음을 증명하였다.
한편 Katayama35)는 0.3 mm 두께의 Al/Cu 또는 Cu/Al 소재 조합에 대해 2 kW급 싱글모드 레이저를 이용하여 출력을 1 kW로 고정한 후, 속도만 10~50 m/min으로 변화시키며 용접 후 미세구조 및 기계적 특성의 평가를 실시하였다. Fig. 11은 이에 따른 인장시험 결과를 나타낸다. 여기서 최대 강도는 Al이 상판에 위치하는 경우 205 MPa, Cu가 상판에 있는 경우는 160 MPa로 나타났다. 그리고 용접속도가 높을수록 인장강도 향상되는 결과가 나타났는데, 이는 입열량 감소에 따라 금속간화합물 생성량이 감소했기 때문이었다. 또한, 그의 실험결과에서 실험조건과 관계없이 모두 계면파단이 발생된 것으로 볼 때, 접합부 계면 폭을 소재 두께 이상으로 확보함으로써 열영향부의 파단을 유도하기 위해서는 공간적 모듈레이션 기술을 적용하는 것이 필요할 것으로 사료된다.
Fig. 11
Results of tensile test for dissimilar weld joints made with single mode fiber laser, showing effects of welding speed on tensile strength35)
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이후의 싱글모드 레이저 용접과 관련된 연구는 계면 폭을 확보하고자 모두 와블 형태로 용접을 진행하였다. Reisgen36)은 2 mm 두께의 Al/Cu 맞대기 용접을 위해 2 kW급 싱글모드 레이저를 100 mbar의 저진공 상태에서 용접하였다. 저진공 상태에서 레이저 용접을 하게 되면 레이저 유기 플럼(Plume)이 감소한다. 또한 키홀 및 용융풀의 거동이 안정화되어 결과적으로 대기압 대비 우수한 종횡비를 갖는 용접부를 얻을 수 있으며 기공 및 스패터 발생이 줄어드는 특성을 갖는다37). 이에 따라 그는 저진공 상태에서 맞대기 이음부의 와블 빔 조사 위치(Beam off-set)를 변화시켜 용접을 진행하였으며, 최종적으로 Al쪽으로 0.3 mm 치우쳐 용접을 진행할 시 금속간화합물이 최소화되며 인장강도가 가장 우수한 용접부를 얻을 수 있었다고 발표하였다.
싱글모드 레이저는 빔을 전송하는 광케이블 코어의 지름이 10 ㎛ 이하로 매우 얇다 (멀티모드의 경우 50~ 200 ㎛). 이것이 갈바노미터(Galvanometer) 스캐너를 통과하게 되면 초점 위치가 작업영역 내에서 왜곡되는데, 이를 보정하기 위해 F-theta 렌즈를 사용한다. 이에 Fortunato38)는 1 kW급 싱글모드 레이저에 초점길이가 각각 160 및 420 mm의 F-theta 렌즈를 사용하여 빔 사이즈를 각각 22.4 및 58.8 ㎛으로 만든 뒤 Al/Cu 용접에서 적절한 빔 사이즈에 대한 연구를 진행하였다. 그는 0.3 mm 두께의 Cu 및 0.4 mm의 Al 소재를 이용하여, ①빔 사이즈에 따른 용접성, ②소재의 상/하판 위치에 따른 영향, ③다양한 와블 및 선형(Linear)용접 조건에서의 품질 비교 및 ④용접선 개수에 따른 강도 변화에 대해 연구하였다.
그의 시험결과에서 빔 사이즈가 22.4 ㎛으로 매우 작은 경우, 에너지 밀도가 너무 커서 약간의 조건 변화에도 미접합 되거나 또는 용락(Burn-through)이 발생되는 등 품질이 큰 폭으로 변화하여 적절한 와블링 조건을 도출하는 것이 매우 어려웠다. 또한 해당 빔 사이즈에서는 와블의 사용없이 선형 용접에서도 계면 폭 확보가 어렵기 때문에, 강도 측면에서도 불리함이 발생하여 결론적으로는 58.8 ㎛의 빔 사이즈가 더욱 적절한 것으로 나타났다. 한편 상판 소재가 Cu인 경우, 보다 높은 입열이 요구된다. 이에 따라 금속간화합물의 형성 및 Al의 용융량이 증가되기 때문에, 레이저용접 이음부 설계 시 되도록 Al이 상부 쪽에 오도록 하는 것이 바람직하다. 또한 선형과 와블 용접 비교 시 접합부의 강도는 일차적으로 계면 폭과 관계되기 때문에 얇은 빔 사이즈에서는 와블링이 요구되지만, 동일한 계면 폭을 얻을 수 있다면 선형 용접이 보다 적은 입열이기 때문에 유리한 것으로 나타났다. 마지막으로 용접선의 개수를 3 mm의 피치 간격으로 1~3개까지 용접 후 강도를 비교한 실험에서는 Fig. 12와 같이 용접선이 1개에서 2개로 증가될 경우 Cu-Al 와블링 조건을 제외하고는 모든 실험 조합에서 접합강도가 20 % 상승되었으나, 2개에서 3개로 증가되더라도 강도 측면에서는 큰 효과가 나타나지 않음을 입증하였다.
Fig. 12
Max. tensile load at all configuration on single mode laser welding of Al/Cu38)
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이후 그의 후속 연구에서는 앞선 결과를 토대로 58.8 ㎛ 빔 사이즈 싱글모드 레이저의 공간적 모듈레이션 조건 최적화에 관한 실험이 진행되었다39). 공간적 모듈레이션이란 레이저 빔과 모재의 상대적 이동을 고려하여 용접 방향에 레이저 빔의 진동을 중첩하는 방식이다. 이때 고려되어야 하는 주요 변수는 레이저 출력과 용접속도에 더해 모듈레이션 진폭(mm)과 반복속도(Hz)이며, 결과적으로 이들의 조합에 따라 빔 중첩률이 결정된다4). 이에 따라 빔 중첩률을 30 %로 고정하고 용접속도에 따른 진폭과 주파수를 계산하여 용접 후 품질을 비교하였다.
싱글모드 레이저를 이용한 Al/Cu 용접에 관한 가장 최근의 연구는 Hollatz40)의 논문으로 확인되었다. 그는 1 kW급 싱글모드레이저(빔 사이즈: 24 ㎛)를 이용하여 0.5mm 두께의 Al/Cu 소재에 대해 소재 위치와 모듈레이션 공정조건(출력, 조건, 진폭, 주파수)에 따른 단면, 접합강도 및 금속간화합물 형성 정도를 확인하였다. 다양한 공정조건에 대한 연구 결과 중 Fig. 13은 각 소재 조합에서 주파수에 따른 용접부 형상을 보여준다. 여기서 Al이 상판 또는 하판에 위치한 상태에서 주파수가 600 Hz로 낮은 경우에는 용접부가 넓게 형성되고 용입이 얕은 반면 1,200 Hz로 높은 경우는 좁고 깊은 용접부가 형성된다. 그 이유는 저주기에서는 단위 길이당 입열량이 보다 많아 넓은 영역에서 열영향을 받는 반면 고주기에서는 빔 중첩률이 높기 때문에 열이 중앙으로 집중되기 때문이다. 이렇게 좁고 깊은 용입을 얻게 되면 용융부에 상당량의 금속간화합물이 발생하게 되므로, 우수한 용접품질을 얻기 위해선 되도록 넓은 계면 폭을 확보하면서도 얕은 용입을 얻는 것이 보다 유리하다. 이러한 주장의 근거는 Fig. 14의 종단면 관찰 결과에서도 확인할 수 있다. 일반적으로 Al은 액상에서 수소의 용해도가 높아 용접 시 수소에 의한 기공 발생이 빈번한 것으로 알려져 있다. 이러한 현상은 특히 빠른 용접속도(응고속도)에서 기공이 원활하게 배출되지 못해 발생되며, 키홀의 불안정성 또한 기공의 배출을 어렵게 한다. 이에 Fig. 14의 종단면을 보면 상/하판 소재 종류와 무관하게 모두 많은 기공이 분포되어 있는 것을 확인할 수 있다. 그러나 기공이 분포하고 있는 위치는 차이가 있다. Al이 상판에 위치한 경우 대부분의 기공은 상/하판 계면에서 발견된다. 이는 하판의 Cu가 히트싱크로 작용하여 특히 계면부의 냉각이 빨라져 기공이 빠져나가지 못하고 그대로 응고되었기 때문이다. 반면 Cu가 상판에 위치한 경우는 기공이 계면부보다 아래에서 발견된다. 이는 키홀 하부에서 생성된 기공이 용융풀의 유동에 의해 이동할 때 격렬한 교반 작용이 일어남에도 불구하고 액상의 Cu 소재까지 침투하지 못하고 Al 용융지 내에서 대부분 응고가 마무리되기 때문이다.
Fig. 13
Cross sections with v=50 mm/s, a=0.1 mm and different frequencies and adjusted laser power at Al-Cu(P=400 W) or Cu-Al(P=450 W)40)
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Fig. 14
Longitudinal cross sections of both arrangements with magnifications of red square (mixing areas are outlined with red and blue in magnifications at right side)40)
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한편 Cu가 상판인 경우 접합강도는 200 MPa로 나타났는데, Al이 상판인 경우(164 MPa)에 비해 높게 나타났다. 이러한 강도차이의 근본적인 원인은 두 재료 간 혼합(Mixing) 정도에 있다. 앞서 언급한대로 Cu가 상판에 위치한 경우 보다 격렬한 교반에 의해 금속간화합물의 형성이 증가되며 이는 접합부의 경도를 상승시킨다. 이에 따라 강도는 향상되지만, 연신율은 저하된다(1.1 → 0.76 %).
이상과 같이 싱글모드 레이저의 경우 높은 에너지 밀도에 의해 비철금속의 낮은 레이저 흡수율에 대한 극복이 가능하여 이를 Al/Cu 이종접합에 활용하고자 하는 다양한 연구가 있었다. 그러나 매우 작은 빔 직경으로 인해 계면 폭 확보를 위한 공간적 모듈레이션이 필수적으로 요구되기 때문에 대부분의 연구 주제는 모듈레이션 공정변수의 영향과 관계되어 있다. 적절한 모듈레이션의 적용이 키홀의 안정화 및 기공 감소 등 긍정적인 효과를 가져오는 것은 분명하다. 하지만 모듈레이션에 의한 입열의 증대 및 작업속도 저하 등의 문제 그리고 최적 공정조건 도출에 대한 어려움 또한 존재하기 때문에 싱글모드 레이저가 타 공정 대비 우수하다고는 단정하기는 어렵다.

3.3 멀티모드 레이저 용접 (CW)

용접산업 관점에서 멀티모드 레이저는 10.06 ㎛ 파장을 갖는 기체레이저인 CO2레이저를 시작으로 이후 1.06 ㎛ 파장의 Nd:YAG, 디스크, 파이버 레이저 순으로 비약적인 발전을 거듭하여 현재는 100 kW 이상의 무한 출력을 갖는 레이저까지 제작 가능한 수준에 이르렀다. 레이저 빔 품질을 평가하는 척도인 BPP (Beam Parameter Product)값 또한 Nd:YAG의 경우 25 mm·mrad 정도에 불과했던 것이 파이버의 경우 2 mm·mrad로 매우 우수한 빔 품질을 갖게 되어 보다 정밀하고 우수한 종횡비를 갖는 용접이 가능해졌다(참고: 싱글모드레이저 BPP=0.4 mm·mrad). 그럼에도 불구하고 멀티모드 레이저는 싱글모드에 비해 굵은 광케이블 코어를 사용하기 때문에 에너지 밀도가 상대적으로 낮다. 따라서 Cu와 같이 흡수율이 낮은 재료의 용접에는 싱글모드 레이저 대비 유사한 용입깊이를 얻기 위해 보다 고출력이 요구된다. 그러나 빔 직경이 크기 때문에 선형용접으로도 충분히 넓은 계면 폭 확보가 가능하여 싱글모드 레이저와 달리 모듈레이션이 필수적으로 요구되지 않는 것이 큰 장점이다. 이에 따라 연속파형 멀티모드 레이저 용접은 빔 품질이 좋지 않은 Nd:YAG를 제외하고 디스크 및 파이버 레이저를 이용하여 선형 또는 모듈레이션 용접에 대한 연구들이 복합적으로 진행되었다.
멀티모드 레이저를 이용한 Al/Cu 용접에 관한 연구는 기존부터 많은 연구자들에 의해 도전적으로 시도되어 온 것으로 알려져 있으나 2013년도에 발표된 Kang41)의 연구 결과부터 소개하고자 한다. 그는 220 ㎛의 빔 직경을 갖는 디스크 레이저를 이용하여 0.2 mm 두께의 상판 Al과 1.0 mm 두께 하판 Cu 소재를 출력 및 속도 조건을 다양하게 바꾸어가며 용접 후 비드의 형상과 인장강도, 그리고 미세구조 분석을 수행하였다. Fig. 15는 레이저 출력을 1,250 W로 고정한 후 용접속도 변화에 따른 비드 단면 및 외관 상태를 나타내며, Fig. 16은 속도 증가에 따른 계면 폭과 접합강도의 변화를 보여주고 있다. 모든 용접속도 및 출력 조건에서 비드 외관에 블로우홀 결함이 발생하였으며, 속도가 빠른 경우는 비드 가장자리에 언더컷 결함이 나타났다. 이를 통해 220 ㎛의 디스크 레이저로는 건전한 용접품질 확보에 한계가 있는 것으로 판단되었다. 한편 접합강도의 경우 속도 증가(입열 감소)에 따라 열영향부 파단에서 용접부 파단으로 파단모드가 바뀌었다. 이는 빠른 용접속도에 의해 충분한 양의 용융풀이 형성되지 못하여 발생된 언더컷에 의한 파단이 원인이었다. 마지막으로 단위길이당 입열이 거의 동일한 두 가지 조건(고속 고출력 vs. 저속 저출력)에 대해 비교한 결과, 용입과 파단모드가 다르게 나타난 결과를 토대로 동일 입열의 경우 고속 고출력 조건이 용접강도 확보에 유리한 것으로 밝혀졌는데, 이는 타 연구결과18)에서도 유사성을 찾을 수 있다.
Fig. 15
Bead shapes for overlap welds for various welding speed (Al 1050 0.2 mm + C1020P 1.0 mm)41)
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Fig. 16
Tensile-shear strength and interfacial bead width for various welding speeds (Al 1050 0.2 mm + C1020P 1.0 mm)41)
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디스크 레이저를 이용한 또 다른 연구 결과는 Yan42)에 의해 발표되었다. 그는 레이저 출력이 접합강도에 미치는 영향에 대한 연구를 위해 200 ㎛ 빔 직경의 4 kW급 디스크 레이저를 이용하여 1.6mm 두께의 Al을 상판에 위치시키고 하판 Cu와 용접을 진행하였다. 이 연구에서는 용접 과정에서의 Al/Cu 금속간화합물 형성과정, 인장파단면 분석, 계면 내 각종 상의 분포 비율 등 접합부 미세구조 분석을 면밀하게 진행하였다. 실험은 용접속도를 2 m/min으로 고정한 뒤 출력을 5단계로 증가시키며 이에 따른 특성들을 비교·분석하였다. 그 결과 강도 측면에서는 Fig. 17과 같이 비드 계면 및 용입이 확보되는 최소 임계 출력에서 강도가 최대가 되고, 입열 증가에 따라 강도는 그에 비례하여 감소한다. 이는 Cu 원소가 용융부에 확산되는 양이 증가하여 최종적으로 조대한 Al2Cu상의 금속간화합물이 많이 형성되기 때문이다. 이는 Fig. 18의 접합부의 파단면 관찰을 통해서도 확인할 수 있다. 균열은 Al-Cu 공정영역(Eutectic zone)에서 시작되어 Al2Cu의 금속간화합물 분포 영역을 따라 진전되며 이때의 파단은 취성의 벽개파단(Cleavage fracture) 형태를 나타낸다.
Fig. 17
Laser power versus equivalent tensile shear strength of Al/Cu lap joint43)
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Fig. 18
Cross section fracture image of Al/Cu lap joint; (a) (b) Cross section fracture image, (c) Sche- matic of the location of the fracture surface42)
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이상과 같이 취약한 접합강도를 개선하기 위해 그는 후속 연구에서 기존에 발표된 삽입금속의 효과와 관련된 연구27,28) 결과들을 근거로 0.1 mm 두께의 Ni 호일을 삽입하여 그 효과를 검토하였다. Fig. 19는 Ni 호일 삽입 후 고정된 속도(2 m/min)에서 출력 증가에 따른 비드 단면의 변화를 나타낸다. 비드의 전체적인 형상 측면에서 선행연구 결과와 비교했을 때 용입 깊이의 차이는 없으나 계면 비드 폭은 약간 감소하고 Al 상부 비드 폭은 오히려 증대되는 결과가 나타났다. 그 이유는 Ni 삽입으로 인해 Al에서 Cu로 전달되는 열량이 감소하고 이에 따라 상대적으로 더 많은 양의 Al이 용융되었기 때문이다. 결론적으로 Fig. 17과 같이 삽입금속에 의해 인장강도는 기존 대비 27 % 증가함을 보인다. 이는 미세구조상 Ni가 취성의 Al2Cu 금속간화합물 상의 성장을 억제하고 AlNi 화합물의 형성을 일으켜 이에 의한 강도 상승효과가 발현되었기 때문이다. 이러한 결과로부터, 호일의 삽입 대신 소재의 적절한 코팅(도금)을 통해서도 용접 계면부의 미세조직 제어가 충분히 가능할 것으로 사료된다.
Fig. 19
Cross-sectional optical images of Al/Cu dissimilar joints using Ni interlayer; (a) 2.0 kW, (b) 2.45 kW, (c) 2.9 kW, (d) 3.35 kW, (e) 3.8 kW43)
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한편, Plapper는 앞선 펄스 레이저를 이용한 Al/Cu 레이저용접 연구30-32)뿐만 아니라 디스크 레이저를 사용한 스팟 용접에 관한 연구도 진행하였으며, 음향방출법(Acoustic emission)을 이용한 실시간 품질 판단 가능성 연구에도 주안점을 두었다44). Fig. 20은 실험 장치 및 방법에 대한 모식도를 보여주고 있다. 110 ㎛의 빔 사이즈를 갖는 최대 2 kW급 디스크 레이저를 이용하여 직경 5 mm의 스파이럴 형태의 스팟 용접을 출력 및 속도 조건에 따라 다양하게 실시하였다. 모재 두께는 모두 0.4 mm이며 Cu가 상부에 있는 구조이다. 또한 용접 중 음향방출 신호를 수집하고 머신러닝에 따라 수집된 신호의 영역에 따라 구분 후 품질 판단에 대한 연구를 진행하였으며, 그 결과는 Fig. 21에 제시하였다. 그의 연구결과에서는 단면에 대한 정보는 없었으나, 외관상 Fig. 21 (b) 조건에서 Al 모재 수준의 접합강도(291 N)와 양호한 외관 품질을 얻었음을 알 수 있다. 이 때 스파이럴(용접) 방향 또한 용접품질에 영향을 미치게 되는데, 중심에서 바깥쪽으로 향하는 방법이 양호하며 그 반대의 경우에는 중심부 쪽으로의 입열 축적에 따른 블로우홀이 발생된다. 그는 음향방출 신호에 따라 입열부족(냉접), 적정조건 및 과입열의 3개 영역으로 품질을 구분하고 500개의 학습 데이터를 통해 머신러닝을 실시한 결과, 최종 91 %의 품질예측 정확도를 얻을 수 있었다. 일반적으로 배터리 팩은 대당 300개소 이상의 레이저 용접 포인트가 존재한다. 이 중 1개의 용접 불량은 전체 배터리 팩의 불량 또는 인명재해를 일으킬 가능성이 높기 때문에, 배터리 팩 내 레이저 용집 포인트들은 품질에 대한 전수검사가 요구된다. 이에 따라 최근 배터리 레이저 용접부에 대한 실시간 품질 모니터링 기술이 큰 이슈가 되고 있으며, 이러한 관점에서 그의 연구 결과는 큰 의미가 있다.
Fig. 20
Schematic of the laser welding and acoustic signal acquisition for Cu-Al welding44)
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Fig. 21
Relation of Laser power [%] and acoustic emission for different level of Al-Cu melt44)
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최근에도 파이버 레이저는 다양한 방식으로 발전을 거듭하고 있으며 그 중에서도 멀티코어 구조를 갖는 광케이블 개발에 따른 가변 빔 레이저 용접기술이 용접 산업에서 큰 이슈가 되고 있다. 이 기술은 파이버의 구조 변경을 통해 레이저 초점의 강도 분포를 독립적으로 변화시킴으로써, 기존의 단일 피크 가우시안 분포와는 다른 형태를 갖게 하는 방법이다4). 즉, Fig. 22와 같이 중심부에는 가우시안 분포를 하는 영역이 있고 주변부에 링 빔이 별도로 존재하는 빔 형태를 갖고 있으며 각각의 출력은 독립적으로 조절할 수 있다. 이와 같은 빔 구조를 적용할 경우 용접 시 외곽의 링 빔이 모재의 온도를 충분히 올려 주어 레이저 파장의 흡수율을 높여주고 이어서 빔의 중심이 키홀을 형성한다. 이렇게 형성된 키홀은 링 빔의 예/후열효과로 인해 매우 안정적이며 온도구배가 낮기 때문에 기존의 단일 빔 적용과 비교하여 스패터, 기공, 균열 및 품질 측면에서 효과가 있음이 입증되었다45). 이에 Choi46)는 가변 빔 파이버레이저를 사용하여 Al/Cu 레이저용접 연구를 진행하였다. 실험에 사용된 레이저는 최대 8 kW 출력을 갖는 코히런트社의 FL8000-ARM이며, 광케이블에서 나오는 빔 크기는 180 ㎛이나 F-theta렌즈를 통과하며 최종 540 ㎛로 증폭된 빔이 적용되었다. 소재는 모두 0.4 mm 두께로 Al이 상판에 위치하였으며, 속도와 링 빔의 출력은 고정하고 코어 빔의 출력만 800~ 2,000 W까지 변화시켜가며 용접 후 비드 표면, 단면 그리고 접합강도를 비교하였다. 이에 따른 시험 결과는 Fig. 23 및 24에 제시하였다. Fig. 23은 코어 빔 출력 변화에 따른 비드 단면과 표면에 대해 나타낸다. 실험 결과 상판 Al은 넓은 면적으로 용융된 반면, 하판 Cu 쪽으로의 용입은 거의 이뤄지지 않고 앞선 Fig. 9의 결과와 유사하게 계면접합과 같은 형태의 구조가 나타났다. 이러한 형태의 단면 형성은 빔 직경에 따른 영향으로 판단된다. 540 ㎛으로 비교적 폭이 넓은 빔은 에너지가 중앙으로 집중되지 못해 상대적으로 넓은 영역을 용융시키는데, 에너지 밀도가 부족함에 따라 하판 Cu까지 용융시키기 어려운 것으로 사료된다. 이를 극복하기 위해 강제로 출력을 더 증가시킬 경우 하판 용융보다는 용락 발생의 가능성이 더 클 것으로 예상된다. 한편 Fig. 24는 코어 빔 출력 증가에 따른 인장강도와 비드 폭의 상관성을 분석한 결과이다. 이에 따르면 비드 폭과 인장강도는 거의 선형적인 반비례 관계를 나타내고 있는데, 이것은 입열 증가에 따른 취성의 금속간화합물 발생량의 증가에 기인한다. 또한 본 연구 결과에서 제시된 최대 인장강도는 55 MPa로 타 연구들과 비교했을 때 낮은 편에 속한다. 이것은 레이저의 효율 문제에 의한 것으로 판단할 수 있으며, 가변 빔 레이저의 효과를 제대로 얻기 위해서는 스캐너를 이용하지 않고 일반 용접헤드 사용을 통해 180 ㎛의 빔을 적용하여 에너지 밀도를 높이는 것이 보다 양호한 결과를 얻을 수 있는 방법으로 사료된다.
Fig. 22
Schematic illustration of fiber section, beam spot and intensity distribution for multi-core laser beam45)
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Fig. 23
Cross-sections of aluminum and copper welding with various center beam power46)
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Fig. 24
Tensile test results for aluminum-copper welding as a function of various heat input46)
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이상의 연구 결과들을 통해 건전한 이종소재 용접부를 얻기 위해서는 빔 직경과 품질 그리고 에너지 밀도가 모두 연관되어 고려되어야 함을 알 수 있다. 이에 Dimatteo47)는 출력 밀도(W/cm2) 및 에너지 밀도(J/cm2) 관점에서 연구를 진행하였다. 그는 빔 직경이 Al/Cu 레이저 용접품질 확보에 미치는 영향을 확인하기 위해 최대 3 kW급 파이버 레이저의 빔 직경을 68, 175 ㎛로 설정하고 0.3 mm 두께의 Cu를 0.45 mm 두께의 Al 상부에 위치시킨 후 출력 및 속도 변화에 따른 용접실험을 진행하였다. Fig. 25 (a)는 출력 밀도와 용접 속도에 따른 용접 가능범위에 대해 시험한 결과로서 빔 직경이 작은(출력 밀도가 큰) 경우 더 넓은 범위에서 양호한 용접품질을 확보할 수 있으며, 용입 깊이 제어가 보다 수월하다. 이와 반대로 빔 직경이 큰 경우에는 두께가 얇은 Cu 상판 조합에서 적절한 용접 조건을 확보할 수 있는 범위가 매우 협소하다. 한편 Fig. 25 (b)는 에너지 밀도와 인장강도와의 연관성을 나타내고 있다. 에너지 밀도는 단위면적 당 에너지 양으로써 출력밀도×조사시간으로 나타낼 수 있다. 조사시간은 용접속도와 관계되기 때문에 빔 직경과 관계없이 절대적인 비교가 가능하다. Fig. 25에 따르면, 에너지 밀도의 증가에 따라 인장강도는 선형적으로 감소하는 결과가 나왔다. 한편, 빔 직경이 175 ㎛으로 큰 경우에서 보다 높은 인장강도가 나타났는데, 이는 결국 에너지 밀도와 무관하게 최종적으로 형성되는 계면 비드 폭 차이에 기인한다. 레이저 용접부에서 최소 수준 이상의 강도 확보를 위해서는 기본적으로 얇은 모재 두께 이상의 계면 비드 폭이 요구된다. 이에 65 ㎛의 빔 직경은 오실레이션 없이 선형으로 용접할 경우 계면 비드 폭 확보가 어려워 결과적으로는 인장강도 측면에서 불리하다. Fig. 26은 적정 조건에서 빔 직경에 따른 인장 하중변위 곡선을 보여준다. 시험결과 175 ㎛의 빔 직경에서는 최대 900 N의 강도를 나타내었으나 용접부 내에서 취성파단이 발생하였으며, 빔 직경 65 ㎛에서는 750 N 하중에서 비교적 연성의 계면파단이 발생하였다. 인장강도의 증가는 입열 상승에 따른 다량의 금속간화합물 형성에 의한 경도 증가에 기인한다.
Fig. 25
(a) Feasibility process window and (b) shear tensile test results at various power or energy density47)
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Fig. 26
Tensile test results of Al-Cu welds with various beam spot size47)
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이상의 결과를 종합해보면, 빔 흡수율이 낮은 박판 Cu가 상판에 위치 시 빔 직경이 작은 경우는 입열 제어가 비교적 용이한 반면 강도 확보가 어렵고, 그 반대의 경우는 협소한 용접조건 범위 내에서 공정이 이뤄져야 한다. 이에 빔 직경을 작게 하여 일정 이상의 계면 폭을 확보할 수 있다면 공정 제어에 가장 유리할 것으로 판단되며, 더블 심 용접 등을 통해 일정한 용입 깊이 및 계면 폭을 확보하는 것도 하나의 방법이 될 수 있을 것으로 사료된다.

3.4 그린 레이저 용접

IR 파장의 절반인 532 nm의 파장을 갖는 그린 레이저는 가시광 영역에서 녹색 빛을 나타내므로 그린 레이저로 명명되었다. 그린 레이저는 별도의 매질을 사용하는 것이 아니라 산업용 레이저에 사용되는 고체 매질 레이저로 만들어진 기본 파장(1,064 nm)을 제2 고조파 발생장치(SHG, Second-harmonic generation)에 통과시켜 얻는다. 그린 레이저는 특히 Cu 소재의 용접에 큰 이점이 있다는 연구결과22,23,26)들을 토대로 Cu/Al 이종소재 용접에 관한 연구가 일부 진행되었다.
Choi48)는 빔 직경이 200 ㎛이며 최대 2 kW의 출력을 갖는 디스크 레이저를 SHG에 통과시켜 515 nm 파장으로 변조한 뒤 0.4 mm 두께의 Al을 상판에 위치시킨 후 출력 및 속도 변화에 따른 실험을 수행하였다. 실험 결과 적절한 실험조건 범위 내에서는 기존과 달리 스패터가 거의 발생되지 않았으며 흡수율이 높은 레이저의 특성 상 위빙이나 와블없이 양호한 접합부를 얻을 수 있었다. Fig. 27은 실험 결과 중 일부 조건에서의 마크로 단면을 나타내고 있다. 본 연구에서는 미세조직 분석 결과를 자세히 보이지 않았으나, 마크로 단면을 살펴보면 Al 상부 비드 내 난류 형태의 용융풀 대류가 일어나면서 격렬한 교반현상이 발생한 것으로 보인다. 이러한 교반현상은 입열 증가에 따라 그 발생정도가 증가하나 인장강도의 경우 적정 입열 범위 내에서는 모두 3.0 kgf/mm 수준에서 유사한 결과를 나타내었다. 이러한 결과는 그린 레이저를 이용할 경우 양호한 용접품질을 얻을 수 있다는 점을 보였으나, Al 소재가 상부에 위치한 실험결과와는 달리 Cu 소재가 상부에 위치한 이종소재 용접 실험결과는 제시되지 않은 한계가 있다.
Fig. 27
Dissimilar material mixture at P = 1,200 W, s = 200 mm/sec48)
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Mathivanan49)은 동일한 0.4 mm 두께의 소재에 대해 Cu를 상부에 위치시키고 빔 직경 89 ㎛의 최대 출력 1 kW급 디스크 레이저를 이용한 연구를 진행하였다. 그의 실험은 두 가지 목적으로 진행되었는데 우선 동일 레이저 시스템에서 단지 파장에 따른 용접성을 비교한 실험이 첫 번째 결과로써 IR 파장 대비 그린 레이저의 용접 효율 및 품질이 월등히 우수함을 증명하였다. 두 번째는 그린 레이저를 이용한 적정 공정조건 도출과 관련된 것으로써, “∞” 형태 패턴의 오실레이션을 통해 Al 모재강도에 준하는 인장강도를 얻었다. 접합부의 파단은 입열 정도에 따라 Fig. 28과 같이 3가지 형태의 파단모드를 나타낸다. 우선 저입열에서는 충분한 용융이 이뤄지지 않아 Fig. 28 (a)와 같이 계면 파단이 발생하며, 적정 입열 조건에서는 모재 수준의 강도 확보와 함께 충분한 소성변형을 일으키며 Al 열영향부에서 파단이 발생한다. 이에 더해 과도한 입열 조건으로 변할 경우 파단은 용융부 내 과도한 금속간화합물의 존재로 인해 용접부 파단이 일어난다. 따라서 열영향부 파단을 유도하는 적정 조건을 도출하는 것이 중요하다.
Fig. 28
Cross-sectional view of Cu-Al joint with schematic and micrograph showing the failure location after tensile shear test49)
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이상의 두 연구 사례를 근거로 그린 레이저의 우수성은 충분히 입증될 수 있다. 그럼에도 불구하고 실제 산업현장에서는 적용 사례를 찾기가 어려운데, 그 이유는 그린 레이저의 시스템적 한계 때문이다. 532 nm 파장은 앞서 언급한 바와 같이 기존 레이저를 SHG에 통과시켜 얻는 것으로써 그만큼 기존 시스템 대비 ①복잡하며 관리 포인트가 많다. 또한 ②시스템 가격이 매우 고가이며, ③시스템의 내구성 또한 좋지가 않다. 마지막으로 레이저 시스템을 구축하게 되면 Cu 뿐만 아니라 기타 소재에 대한 대응도 필요한데 ④혼류생산에 대한 한계가 존재한다. 따라서 그린 레이저가 보다 상업화되기 위해서는 위에 언급한 문제들에 대한 근본적인 해결책이 제시되어야 할 것이다.

4. 레이저 용접부의 품질평가

산업현장에서 용접부의 품질 수준을 정확히 판단하기 위해서는 규격에 의거하여 시험편을 제작하고 절차에 따른 평가를 진행하는 것이 일반적이다. 일례로 아크용접의 경우 시험평가 방법이 ASME 코드 등과 같이 매우 체계적으로 정립되어 있어 이에 따른 품질관리가 수월하다. 그러나 레이저 용접 공정은 정형화된 규격이 거의 없으며, 특히 Al/Cu 이종소재 용접부의 평가 등과 같은 특수한 경우에는 적합한 규격이 더욱 존재하지 않는다. 이에 본 장에서는 기존의 연구사례들을 토대로 용접부의 품질평가 방법에 대해 분석하였다. 한편, Al/Cu 접합부는 금속간화합물 발생에 의한 취화 정도가 상이하고, 도전체 역할을 하는 부품의 특성 상 전기적 특성이 접합부 품질과 밀접한 관계를 갖는다. 따라서 Al/Cu 레이저 용접시편의 인장강도 및 전기전도도 평가방법 및 그 결과도 간략히 소개하고자 한다.

4.1 접합부 인장/내구강도 평가

Al/Cu 접합부는 통상적으로 겹치기 용접구조로 이루어져 있다. 이에 시편 단위에서 용접 조건에 따른 접합강도를 정량적으로 확인하기 위해서는 적절한 시편 형상을 결정하고 정형화된 시험방법을 적용하는 것이 필요하다. 이를 위해 본 논문에서는 각 연구 사례에서 적용된 상/하판 시편의 종류 및 두께, 인장시험편의 크기, 상/하판 중첩길이, 시편 내 용접길이 그리고 이에 따른 실험 범위 내 최대 인장강도를 Table 1에 정리하였다. 조사 결과 연구에 사용된 시편의 두께는 대부분 0.2~0.5 mm 범위 내에서 이뤄진 것으로 확인되었다. 반면 접합강도 측정을 위한 인장시험편 형상 및 용접부 길이는 Fig. 29에 정리하였는데, 관련 규격의 부재로 인해 모두 제각각의 형상을 보이고 있다. 접합강도 측정 시편 형상은 Fig. 29 (a),(b),(e),(f),(g)에서처럼 아무런 가공 없이 용접된 그 상태로 인장시험을 수행하거나, 방전가공으로 ASTM 규격에 준하는 치수의 시험편을 준비하여 시험을 수행하는 두 가지 형태로 구분할 수 있다. 두 가지 경우를 비교하면, 가공된 시편을 이용할 때 데이터 편차가 비교적 작은 편이다. Plapper31)의 결과에 의하면 Fig. 29 (c)와 같이 아무런 가공없이 인장시험을 수행하게 되면 양 끝단부터 파단이 발생하며, 결과 값에서 편차가 많이 발생하게 된다. 따라서 도그본 형태로 시편을 가공하여 인장시험을 수행한 결과 편차가 감소되는 결과가 확인되었다. 그러나 실제 현장에서는 시험편 가공에 소요되는 비용 및 시간을 무시할 수 없기 때문에, 적절한 횟수의 반복시험을 통해 인장실험 결과의 평균값을 도출하는 것도 용접부의 접합강도를 평가하는 하나의 방법이 될 것이라 생각된다.
Fig. 29
Schematic of various specimen design for tensile shear and fatigue tests30,31,38,41,46,50)
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통상적으로 인장강도라 함은 재료가 단위면적에서 받을 수 있는 최대 하중을 의미하며 SI 단위 기준으로 MPa (N/mm2)으로 표기한다. 이러한 접합부의 강도 표기는 소재의 두께, 총 용접 길이와 무관하게 결과에 대한 정량적 비교를 가능하게 한다. 그러나 Table 1에서 정리된 각 연구 사례에서 보고된 최대 인장강도 값은 모두 제각각의 단위로 제시되었다. 대부분의 경우 ①단위 면적당 하중으로 제시되었으나 일부는 ②단위 용접길이 당 하중으로 표현된 경우도 있으며, 단순하게 ③최대 파단하중으로만 결과 값을 나타낸 경우도 있다. 이런 차이가 나타나는 이유는 바로 겹치기 용접 구조상 “단위면적”에 대한 정확한 정의가 규정되지 않았기 때문이다. 통상적으로 접합부의 강도는 소재 단면적을 단위면적으로 규정하며, 이종 두께의 경우에는 그 중 얇은 쪽의 단면적을 적용하여 최종적으로 인장강도를 계산한다. 그러나 이러한 계산은 규격화된 방법이 아니므로 실험자의 편의성에 의거한 판단일 수 있다. 특히 파단이 용접부나 열영향부가 아닌 계면에서 일어날 경우 단위면적에 대한 정의가 모호해진다. 이에 따라 국내의 산업현장에서는 단위길이당 강도인 kgf/mm로 표기하는 경우가 많다. 하지만 겹치기 용접부의 인장강도 단위에 대한 표준화된 규격이 아직 없기 때문에 관련 규격의 제정이 시급하다고 볼 수 있다.
본 논문에서는 그동안의 연구 결과들을 조사하여 인장강도 관점에서 Al/Cu 레이저 용접에 가장 적절한 레이저 소스와 빔 직경 그리고 모듈레이션 방법 등을 찾고자 하였다. 그 결과 싱글모드 레이저를 이용하여 다양한 공정변수로 와블링을 적용한 Hollatz40)의 결과가 타 결과 대비 높은 것으로 나타났다. 그러나 단순히 가장 높은 인장강도 결과를 제시한 연구가 가장 최선의 공정을 의미하지는 않는다. 대부분의 논문에서 실험 범위 내 최대 인장강도는 60~160 MPa 사이에서 나타난 것으로 조사되었는데, 이렇게 Al/Cu 용접부의 최대 인장강도가 차이나는 이유는 Al의 모재강도와도 큰 상관성이 있기 때문이다. 배터리 소재로 사용되는 Al은 전기저항을 최소화하기 위해 Al1xxx 계열 소재를 사용하며, 가공경화 정도에 따라 모재 강도가 60~145 MPa 정도 수준에서 결정된다. 따라서 최대 인장강도에 대한 비교보다는 용접부의 파단모드를 비교하는 것이 더욱 중요하다. 즉, 앞선 Fig. 28과 같이 열영향부 파단을 유도할 수 있는 공정 및 조건을 선택하는 것이 보다 적절할 것으로 사료된다.
접합부의 인장강도 평가는 최적 용접조건의 선정에 필수적인 시험방법이지만, 이것만으로는 용접부의 내구성을 보증할 수 없다. 일반적으로 우수한 인장강도는 내구성에도 긍정적인 영향을 미치는 것으로 알려져 있으나, Al/Cu 이종소재 접합부에는 취성의 금속간화합물이 존재하므로 이것이 피로수명에 어떠한 영향을 미치는지는 예상하기 어렵다. 따라서 보다 확실한 품질 보증을 위해서는 피로특성에 대한 평가도 병행될 필요가 있다. 이러한 사실에 근거하여 Lai50)는 최대 3 kW급 파이버 레이저를 이용하여 0.8 mm 두께의 Al을 상판, 1.6 mm의 Cu를 하판에 위치시킨 후 5 mm 간격으로 더블 심 용접한 후 피로시험을 진행하였다. 세부적인 시험편 형상은 Fig. 29 (d)에 나타내었다. 피로시험편은 시험의 정확도 향상을 위해 도그본 형태로 가공되었으며, 응력비 R=0.1에서 반복주기 10 Hz로 하중 레벨을 최대 인장하중의 10 % 씩 줄여가며 시험을 실시하였다. 그에 따른 시험 결과는 Fig. 30에 제시하였다. 파단모드는 크게 두 가지 형태로 나타나는데 Fig. 31 (a)와 같이 Al에서 파단이 발생하거나 (b)와 같이 보다 두꺼운 Cu에서 파단이 발생하였다. 이때, Cu에서 파단되는 경우가 동일 하중 레벨에서 피로수명이 높게 나타났다. 한편, 용접조건이 적절하지 않은 경우 Fig. 31 (c)와 같이 계면에 기공이 발생하게 되는데 이것은 노치 효과로 작용하여 모든 파단의 시작점이 되기 때문에, 용접부의 내구성 확보를 위해서는 계면사이의 기공을 제어할 수 있는 용접조건이 요구된다. 위 연구는 Al/Cu 이종소재 용접부의 피로특성에 대한 결과를 보여주나, 용접 조건 제어에 따른 인장강도의 변화는 보여주지 않았다. 따라서 구조물의 내구성까지 보증하는 최적의 조건 도출을 위해서는 인장특성과 더불어 피로특성에 대한 분석 또한 병행되어야 할 것이다.
Fig. 30
Experimental results of the fatigue tests for the laser welded lap-shear specimens under the load ratio of 0.150)
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Fig. 31
Optical micrographs of the cross sections along the symmetry planes of (a) a failed specimen at the fatigue life of 2.3×104 cycles under a load range of 416 N and (b) 1.2×105 cycles under same load of 416 N, (c) void defects is start point of initial crack50)
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4.2 전기전도도

Al과 Cu는 모두 면심 입방구조(FCC)의 금속이지만 원자반지름과 전기음성도 차이가 크므로 평형 이원계 상태도 내에서 다양한 종류의 금속간화합물이 확인된다. Al/Cu의 용접 중 형성될 수 있는 금속간화합물로는 세타(θ), 에타(η), 제타(ζ), 감마(γ) 상 등이 있으며 이들의 특성을 Table 2에 정리하였다. 이들은 순수한 Al 대비 약 20 배 이상의 경도를 보이며 Cu의 함량이 증가할수록 대체로 경도 값이 증가한다. 금속간화합물의 비저항 역시 순수 Al, Cu 대비 약 3 배 이상 큰 값을 나타낸다. 따라서 용접부에서 금속간화합물의 과도한 형성은 인장강도뿐만 아니라 전기전도도에도 큰 영향을 미친다. 이는 Plapper30)의 실험 결과를 통해 알 수 있다. Fig. 32는 금속간화합물의 두께를 정량적으로 측정한 후 그에 따른 전기저항과 인장강도와의 상관성을 나타낸 결과로써, 금속간화합물의 두께가 증가할수록 저항은 증가하는 반면 인장강도는 감소한다. 이는 전기저항을 측정함으로써 간단하게 Al/Cu 용접부의 품질을 비교·판단할 수 있음을 내포한다. 그러나 전기저항은 재료의 비저항과 달리 표준화된 특성이 아니다. 따라서 전기저항 측정실험을 수행할 때 온도, 전류, 프로브간 거리, 측정 위치 등에 대한 정보가 분명히 명시되어야 한다. 이에 따라 이종접합부의 전기전도 특성은 계면에서의 저항 수치를 직접 비교하는 것보다는, 두 소재와 계면에서 측정된 저항 값을 아래의 관계식에 대입하여 전기저항계수(k)를 도출함으로써 평가한다33).
Table 2
Characteristics of Al-Cu intermetallic compounds47)
Phase α-Al θ η ζ γ α-Cu
Nominal composition - Al2 Cu AlCu Al3 Cu4 Al4 Cu9 -
Chemical composition (% at. Cu) 0 31.9~ 33 51.9~ 54.8 56~ 57.5 64~ 69 100
Hardness (Hv) 36 630 905 930 770 75
Electrical resistance (µΩcm) 2.4 8.0 11.4 12.2 14.2 2.0
Fig. 32
Interface resistance in corelation with the shear strength30)
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(1)
k=2RweldRAl+RCu
위 식에서 RAl, RCu, Rweld는 각각 Al, Cu, 계면의 저항 값을 나타낸다. 여기서 k=1의 의미는 접합부의 저항이 두 원소재의 저항 평균과 같다는 것을 의미하며, k 값이 1보다 클수록 결함, 균열 또는 금속간화합물 형성에 의해 접합부의 저항 값이 증가했음을 뜻한다. 전기저항 측정 시 Al, Cu 등 전도성이 좋은 소재는 고유의 낮은 저항 값(0.1 mΩ 이하)으로 인해 저항계 내 도선의 저항이 합산되어 부정확한 수치가 측정될 수 있다. 이에 따라 Al/Cu 용접부의 전기저항 평가는 일반적인 2선식 측정법이 아닌 Fig. 33과 같이 4선식 저항측정(4-point probe method) 방식을 적용해야 한다. 4선식 저항 측정방식에서는 프로브 자체의 전기 저항은 무시할 수 있으며, 매우 정밀한 측정 결과가 제공된다.
Fig. 33
Principle of 4-point probe measurement, measuring current I, measured voltage drop Vi, measuring length lm and weld seam length ls 33)
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이에 Schmidt33)는 3 kW급 싱글모드 레이저를 이용하여 다양한 소재 조합 및 용접조건, 용접부 형상 및 용접 길이 등을 달리한 시편을 제작하여 전기저항계수 관점에서 용접성을 비교·평가하였다. 이 중 Fig. 34는 동종 또는 이종소재에 대해 각각 모두 동일한 용접 길이(40 mm)를 갖지만 형상에 따른 전기저항계수 차이에 대한 연구 결과를 나타낸다. 시험 결과를 보면 용접부 형상에 따라 전기저항계수가 상당히 차이나는 것을 알 수 있다. 특히 원형, 더블라인, “C”형 라인 형상의 경우 k ≥ 1.4 이상으로 전기전도성이 매우 안 좋게 나타났는데, 이는 용접부의 독특한 형상에 기인한 균열 때문인 것으로 분석되었다. 따라서 최적의 용접부 품질을 얻기 위해서는 상이한 열팽창계수를 갖는 이종 소재의 용접에서, 보다 균일하고 결함없는 용접부 설계가 요구된다. 이 외 타 연구결과30,36,38,47) 등에서도 전기전도도는 접합면적, 금속간화합물 두께 등 다양한 공정 변수에 의해 영향을 받는 것으로 알려졌다. 따라서 비교적 실험이 간단한 이종 접합부의 전기전도 특성 평가는 향후 우수한 접합품질 확보를 위한 용접공정 최적화 연구에 필수적이게 될 것으로 사료된다.
Fig. 34
Resistance factor k versus weld seam contour and the welded material combinations Al/Al, Al/Cu and Cu/Cu33)
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5. 버스바 제품 용접부 품질 분석

본 절에서는 Al/Cu 이종소재 레이저 용접에 대한 독자의 이해를 돕기 위해, 국내에서 양산 중인 전기차 배터리에 대해 티어다운 분석을 실시한 결과를 간략히 설명하고자 한다. 분석 대상은 파우치형 배터리 셀 12개가 하나로 연결된 배터리 모듈이다. Fig. 35는 파우치 셀과 양쪽 버스바 프레임을 분리한 형상을 보여준다. 국내에서는 대부분 파우치 타입의 배터리를 선호하며 이 경우 하나의 모듈 양 끝단에 각각 버스바 프레임이 위치하게 된다. 또한 하나의 모듈 내 12개의 셀 연결을 위해 24 포인트의 레이저 용접부가 존재하며 리드탭이라 불리는 배터리 셀의 전기적 연결 통로로서 Al은 양극, Cu는 음극 역할을 한다. Fig. 35 (a)는 실제 레이저 용접부 외관을 보여준다. 용접은 40 mm 길이로 직선용접이 되어 있으며 일부 핀홀 결함도 발견되나, 전반적으로 미려한 외관 상태로 접합되어 있다. 이러한 용접 형태는 제조사 또는 차종별로 상이하여 직선형 외에도 스티치(Stitch) 형태 또는 “C”형 등 다양한 형태로 적용된다. 한편 리드탭 접합부는 전량 티어 체크를 실시한 흔적이 발견되었다. 이는 용접부가 정상적으로 접합되었는지 확인한 흔적으로써, 전기차 구동에 있어 용접품질의 중요성을 반증하는 결과를 보여준다. 즉, 배터리 모듈에 일부 미접합 부위가 존재하면 전체 시스템에서 심각한 오류가 발생할 수 있으므로, 용접부의 철저한 품질관리가 요구되는 것을 나타낸다. 그러나 실시간 모니터링 등 비파괴적 방식만으로는 100 %의 품질 보증이 현재까지는 어렵기 때문에 이러한 티어 검사방식을 병행하여 사용하는 것으로 추정된다. 전기차 배터리 팩에 최소 300개 이상의 레이저 용접 포인트가 있는 것을 감안할 때, 티어 검사에 소요되는 시간과 비용을 줄일 수 있도록 보다 신뢰성 있는 용접부 실시간 모니터링 기술 개발이 시급한 것으로 보인다.
Fig. 35
(a) Battery module, which consists of busbar and lidtabs, showing Al-Cu and Cu-Cu weld seam. (b) Cross-section of the battery module
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광학현미경을 이용한 용접부 단면 분석결과를 Fig. 36에 제시하였다. 두 사진 모두 2.0mm 두께의 버스바 프레임 위에 Cu 또는 Al 리드탭이 용접되어 있다. Cu 리드탭의 경우 0.2 mm 두께로 Ni층이 약 2.5 ㎛ 도금이 되어 있는 반면, Al 리드탭은 두께가 0.4 mm 이며 도금층은 발견되지 않았다. 여기서 특이한 점은 Cu-Cu용접의 경우 싱글라인 용접이 이뤄진 반면 Al-Cu의 이종소재 조합에서는 0.6 mm 간격으로 더블라인 용접이 이루어 졌다는 것이다. 용입 깊이는 두 경우 모두 0.4 mm 정도로 균일했다. Al 리드탭에 대해 더블라인 용접이 적용된 이유는 제조사의 노하우이기 때문에 정확하게 알 수는 없으나, 접합강도 향상을 위한 접합부의 계면 폭 확보가 가장 큰 이유로 생각된다. 즉, Cu의 경우 얇은 쪽 소재 두께가 0.2 mm에 불과하기 때문에 싱글라인 용접만으로도 소재 두께 이상의 계면폭을 가지므로 열영향부 연성파단이 예상된다. 반면, Al의 경우 두께가 0.4 mm이기 때문에 그 이상의 충분한 접합부 계면폭 확보가 필요했을 것으로 판단되며, 넓은 계면폭에 의한 접합강도 증가가 기대된다.
Fig. 36
Optical micrographs of (a) Cu-Cu and (b) Al-Cu interconnect joints
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Al-Cu 이종접합부 단면을 미세연마하여 미세조직을 분석한 결과를 Fig. 37에 나타내었다. 입열에 따른 교반에 의해 Cu원소가 Al 리드탭으로 용입되어 용접부에 Al-Cu 금속간화합물이 다량 형성되었음이 왼편의 사진에서 색상으로 확인 가능하다. Al/Cu 비드 계면에서 난류 형태의 용융풀 대류가 일어난 부분을 주사전자현미경(SEM)과 에너지 분산 x선 분석기 (EDS)로 분석하여 합금조성을 평가한 결과, Spot 1과 2에서 Cu의 조성이 12~15 at.%, Spot 3은 Cu 조성이 약 30 at.%으로 확인되었다. 30 at.%Cu는 Al-Cu 상태도에서 θ상의 조성과 거의 일치한다. 따라서 약 15 at.%의 중간 조성을 갖는 Spot 1, 2는 Cu를 일부 고용원소로 갖는 α-Al상과 금속간화합물인 θ상이 혼재하는 공정조직의 일부로 예상된다. 왼쪽 그림의 접합부에서 옅은 노란색으로 보이는 Spot 4의 경우 Cu 조성이 약 87 at.%였는데, 이는 Al-Cu 상태도에서 Al을 고용원소로 갖는 fcc 결정구조의 알루미늄 청동 (aluminum bronze)에 해당하며, 이는 금속간화합물이 아니다. Spot 5의 조성은 약 96 at.%Cu 로써, 이 역시 순수한 구리에 가까웠다. 이를 정리하면, Al 리드탭 내 Al-Cu 접합부의 대부분은 Spot 1, 2와 같은 조직을 보였으며, 이는 α와 θ상으로 이루어진 공정조직에 해당한다. Spot 3과 같이 이종접합부 내에서 Cu가 집중된 일부 영역은 θ상이 초정상으로 응고하였다. Cu 버스바와 인접한 영역은 알루미늄 청동 및 Cu 상이 나타났으며, Cu-rich 금속간 화합물인 ζ 또는 γ상 역시 존재할 가능성이 있으나 본 실험에서는 관찰되지 않았다. θ상은 α상에 비해 경도가 매우 커서 용접부를 급격하게 취화시키므로, 용입깊이를 줄이고 비드폭을 넓혀 궁극적으로 용접부 내 Cu의 고용을 줄이고 금속간화합물의 초정상 형성을 최소화 하는 것이 바람직하다. 즉, 접합부에서 α와 θ상의 공정조직 형성을 유도하는 것이 내구성 있는 용접품질 향상에 바람직할 것으로 사료된다.
Fig. 37
(a) Optical and (b) secondary electron images of the cross-section of Al lead tab / Cu busbar laser weld
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6. 결 론

본 논문에서는 최근 이차전지 및 전기차 산업에서 이슈가 되고 있는 Al과 Cu의 이종소재 레이저 용접기술과 관련한 최신 연구동향에 대해 조사하였고 또한 실제 양산 제품 분석을 통한 품질 수준을 확인하였다. 이에 따른 결론은 다음과 같다.
  • 1) Al과 Cu 각각은 모두 레이저에 대한 난용접성 재료로 분류되며, 이들 소재의 이종접합은 용접부에 발생하는 취성의 금속간화합물로 인해 우수한 용접품질을 얻는 것이 어렵다. 따라서 효과적인 레이저 용접을 위해서는 에너지 밀도(빔 사이즈), 용접 입열량, 빔 모듈레이션 및 레이저 파장 등을 고려하여 이러한 공정변수들이 모두 최적화되어야 한다.

  • 2) Al과 Cu의 레이저용접에 적용할 수 있는 공정은 펄스 레이저, 싱글모드 레이저, 고출력 멀티모드 레이저 그리고 그린 레이저로 구분할 수 있다. 이들의 연구결과들을 검토한 결과 모두 공정별 장단점이 존재하기 때문에 어떤 공정이 가장 적합한 것인지 명확하게 제안하기는 어렵다.

  • 3) 레이저 용접부의 품질평가는 대부분 인장강도 및 전기전도도 관점에서 연구가 진행되었다. 그러나 이에 대한 명확한 시험기준 및 표준화된 규격이 없기 때문에 관련 규격의 제정이 시급하다. 또한, Al/Cu 이종접합부에 대한 피로특성의 분석 및 평가기준도 빠르게 준비되어야 한다.

  • 4) 국내 양산 배터리 모듈을 대상으로 티어다운 분석을 실시한 결과, 양호한 수준의 품질을 유지하고 있음이 확인되었다. 그러나 보다 높은 수준의 품질보증 및 생산성 향상을 위해서는 신뢰성 있는 실시간 레이저용접 모니터링 기술이 개발 및 적용되어야 할 것이다.

Acknowledgements

이 논문은 산업통상자원부에서 실시한 소재부품기술개발사업(지원번호: 20017418)의 지원을 받아 수행됨

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