1. 서 론
최근 자동차산업은, 강화된 안전 규제와 CO2 배출 기준을 충족함과 동시에 연비 개선을 위한 차체의 경량화와 고강도화를 요구하고 있다. 이러한 요구 성능을 충족시키기 위하여 초고강도소재의 적용을 적극 검토 중이며, 특히 초고강도강(Ultra high strength steel, UHSS)의 적용이 확대되고 있다1,2). 경량 차체 및 부품 제작을 위하여 초고강도강과 기존 차체에 폭넓게 활용중인 알루미늄과의 이종접합 연구가 다수 시도되고 있으나, 알루미늄과 강재는 용융온도, 전열전도도 등의 물성이 상이하여 용융용접의 적용이 어렵고 용융용접부는 높은 취성의 금속 간 화합물을 형성하므로 접합 품질 저하 문제가 발생한다3). 따라서, 대표적 기계적 체결기술인 Self-Piercing Riveting(SPR)을 이용한 이종소재 접합 연구가 활발히 진행되고 있다4,5).
SPR은 성형기반의 체결방법으로 사전 홀 가공 없이 punch를 사용하여 강한 압력을 rivet에 가하여 리벳과 접합재의 소성변형으로 접합이 이루어지며, 접착제와의 혼용이 가능하여 우수한 접합강도를 확보할 수 있다6). 그러나, 1.5 GPa 강재의 SPR 적용을 위해서는 고강도화로 인한 낮은 연신율과 높은 항복강도 및 인장강도 등의 기계적 특성을 극복하기 위한 시스템의 가압력의 증가가 필수적으로 요구된다7). 이에 최근 SPR 장치의 가압력 증가 방안의 대안으로, 레이저 열원을 접목한 하이브리드 SPR 공정을 이용한 초고강도소재의 접합 연구가 시도되었다8-10). 이러한 연구를 통하여 초고강도강의 건전한 접합부를 확보하였으나, 국부 가열을 위한 추가 공정으로 생산성 감소 및 품질의 재현성 확보가 어려워 실제 현장 적용에는 한계가 있을 것으로 예상된다. 이러한 이유로, 초고강도강의 SPR 적용을 위한 고속 기계적 체결 기술이 국내·외에서 활발히 연구되고 있다. Hahn 등11)은 Drop Hammer를 사용하여 알루미늄재의 고속 SPR을 시험하였다. 체결 속도가 각각 0.01 m/s, 100 m/s 일 때, 속도가 증가함에 따라 interlock이 증가됨을 확인하였다. Wang 등12)은 Gunpowder를 이용한 고속 SPR공정을 연구하였고, 고속 SPR 공정 적용 시, 일반적인 SPR 및 저항용접 접합부의 품질과 비교하여 동등 이상의 전단 강도 및 피로성능을 확보할 수 있음을 확인하였다. 따라서 실제 현장 적용을 위한 전자기력을 이용한 고속 SPR 연구가 진행되고 있다.
전자기력을 이용한 고속 기계적 체결 기술인 Elec- tromagnetic self-piercing riveting (E-SPR)은 약 3.0 m/s 이상의 속도로 punch를 구동하여 리벳과 접합재의 소성변형을 유도하는 기술로서, 기존 SPR 공정과 비교하여 수십 배 이상의 속도로 접합이 이루어지므로 고변형률 하에서의 진행되어 고품질의 접합부를 확보할 수 있다. 최근 전자기력 기반의 고속 기계적 체결을 이용한 동종/이종금속, 금속/비금속간의 접합 연구가 다수 보고되고 있다. Zhang 등13)은 TA1 리벳을 이용한 고속 리벳팅 연구를 수행하였으며 FE-model을 이용한 전자기 고속 체결 시뮬레이션 메커니즘을 확립하고, 접합부 품질을 예측하였다. Liang 등14)은 E- SPR 적용 시 기존 SPR 대비 접합강도가 개선됨을 확인하였고, Jiang 등15)은 CFRP/Al 및 Steel/Al 접합재를 대상으로 리벳의 형상을 변화시켜 단면을 분석하고 전단인장강도 측정을 통해 접합 품질을 평가하였으며 리벳 형상이 기존 SPR과 동일하게 E-SPR 접합부의 단면 품질 및 접합강도와 밀접한 영향이 있음을 확인하였다. 또한 Nam 등7)은 현장에 적용 가능한 E- SPR 장치를 개발하여, 기초 연구로서 Steel/Al, CFRP/ Al 접합을 수행하였으며, 기존 SPR과 비교하여 동등 이상의 단면 품질 및 접합강도를 확보하였다. 따라서, 초고강도강의 고품질의 이종 접합부 확보가 가능한 E- SPR의 현장 적용을 위하여 본 연구에서는 자동차산업에서 요구하는 초고강도강 SGAFC980과 알루미늄 A5052- H34 접합을 수행하였다. 특히, 초고강도강 E-SPR 접합을 위한 적정 리벳을 선정하였고 접합속도가 접합부에 미치는 영향을 분석하였다. 이를 위하여 다양한 종류의 리벳을 적용하여 실험을 진행하였고, 주요 단면 치수를 측정하였다. 또한 전단 강도 시험을 통해 접합부의 신뢰성을 검증하고, 파단 모드를 분석하였다.
2. E-SPR 구동 원리
Fig. 1은 E-SPR 장치의 구동원리로서, 펄스파워소스에 충전된 고전기에너지를 코일에 방전하여 발생되는 로렌츠 힘을 이용하여, 펀치는 고속으로 하강하며 리벳과 접합재의 소성변형에 의해 접합이 이루어진다.
본 연구를 위하여 웰메이트㈜社의 E-SPR 장치를 이용하였다. 장치는 펄스파워소스, 헤드부, 제어부로 구성되며 펄스파워소스는 최대 충전용량 470 V의 콘덴서(225 uF) 48 개가 1 개의 뱅크로 구성되어, 총 4 개의 뱅크가 병렬로 연결되었다. 코일은 동판을 10회 감아 제작하였으며 에폭시를 경화시켜 코일 형상을 유지하고, 코일 하우징 등 타 금속재와 절연하였다.
3. 실험방법
시험편은 Fig. 2과 같이 KS B ISO 14273 규격을 기준으로 가공하였으며, 1.2 mm 두께의 GA980를 상판으로, 3.0 mm 두께의 A5052-H32를 하판으로 배치하여 E-SPR을 수행하였다. Table 1은 본 연구에 사용된 이종소재의 기계적 특성을 나타낸다.
Table 1
Mechanical properties of materials
| Tensile strength (MPa) | Vickers hardness [HV] | F-value (MPa) | N-value | |
|---|---|---|---|---|
| SGAFC980 (Top) | 1020 | 348 | 1415 | 0.12 |
| A5052-H34 (Bottom) | 194 | 73 | 370 | 0.15 |
리벳 형상이 E-SPR 접합부 품질에 미치는 영향을 분석하기 위하여 Bollhoff 社의 여러 형상의 리벳을 이용하여 실험을 진행하였다. 리벳 및 접합재의 소성변형을 유도하는 금형은 평형한 바닥면과 9 mm 캐비티 직경 및 깊이 1.8 mm의 Bollhoff 社 FM-type을 사용하였다.
체결 속도가 E-SPR 접합부 품질에 미치는 영향을 분석하기 위하여 펄스파워소스에 6.0 kJ부터 8.0 kJ까지의 전기에너지를 0.5 kJ 간격으로 증가시켜 충전 후, 코일에 방전하여 접합을 수행하였다. E-SPR을 이용한 접합부의 특성 및 품질 확인을 위해 광학현미경을 이용하여 단면의 주요 치수를 측정하였다. Fig. 3은 측정 치수로 상판으로부터 리벳이 돌출된 길이인 head height, 하판에서 리벳이 하부재에 소성 결합한 길이인 interlock 및 리벳이 삽입된 후 하판의 최소길이인 bottom thickness이다.
접합부의 전단인장강도는 유압식 만능재료 시험기인 INSTRON사의 100 kN 용량의 시험기를 사용하여 3.0 mm/min 속도로 수행되었다.
4. 결과 및 고찰
4.1 리벳 형상에 따른 접합 특성
리벳 종류에 따른 E-SPR 접합부의 특성 분석을 위해 C-type, HD2-type, HD3-type, P-type 및 HDX- type 리벳을 적용하여 실험을 진행하였다. HDX-type을 제외한 4종의 리벳들은 보론강으로 제작되었으며 표면에 Almac코팅이 되어있다. 경도는 480±30 HV이며, HDX-type의 리벳 경도는 550±20 HV이다. 실험에 사용된 5종류 리벳의 길이는 5 mm이며, 형상 및 세부치수는 Fig. 4와 같다. 초기 가압력은 3.5 kN이며, 7 kJ 전기에너지를 펄스파워소스에 충전 후, 코일에 방전하였다. 리벳 형상 변화에 따른 접합부 단면 형상은 Fig. 5와 같다. 초고강도 상판의 낮은 성형성 및 높은 굽힘강도로 인해 리벳 형상과 관계없이 공동(Cavity)이 관찰되었다. 또한 C-type 및 HD2-type Fig. 3(a) 및 (b)와 같이 리벳 좌굴 및 비대칭 결함이 발생하였다.
이는 공정 중 리벳이 고속으로 980 MPa 강재를 관통하고 소성변형이 진행되는 과정에서 리벳의 저항력이 증가하여, 발생된 것으로 생각된다. C-type 리벳 풋 너비는 약 0.9 mm로 풋은 Fig. 4(b)와 같이 비교적 날카로운 형상이며, Fig. 4(c)와 같이 HD2-type 리벳 풋 너비는 약 1.0 mm이며, 좀 더 둥근 풋의 형상으로서 대게 고강도강판의 SPR에 적합한 것으로 보고되고 있으며, E-SPR을 이용한 980 MPa 초고강도강 접합에도 적합하지 않는 것으로 판단된다.
HD3-type 리벳에서는 Fig. 5(c)와 같이 결함없는 단면이 관찰되었다. 이는 1.1 mm 너비의 리벳 풋이 날카로운 형상으로 초고강도강의 고속 관통 및 소성변형 유도에 적합한 것으로 판단된다. Fig. 5(d)는 P- type 리벳을 이용한 접합부로 리벳 풋의 너비는 1.2 mm이나, 리벳 풋 끝단에 45° 각도로 경사지게 깎인 모서리가 존재하여 소성변형이 아닌 전단변형이 발생되었다. 상판의 전단변형에 의하여 초고강도강의 일부가 공동 내 존재하므로 추후 피로 성능 등의 문제가 발생될 것으로 예상된다. HDX-type 리벳은 풋의 너비가 1.5 mm로 상판을 관통하고, 하판에 삽입되었으나, 과대한 풋의 너비 및 550 HV 수준의 높은 기계적 물성으로 리벳의 소성변형이 유도되지 않아 실험 후 두 소재가 분리되었다. 따라서, HD3-type 리벳이 E-SPR을 이용한 980 MPa 강재와 알루미늄 이종접합에 적합한 것으로 판단된다.
4.2 접합속도 변화에 따른 접합 특성
선정된 HD3-type 리벳을 적용하여, 펄스파워소스에 6.0 kJ부터 8.0 kJ까지의 전기에너지를 0.5 kJ 간격으로 증가시켜 E-SPR 접합을 진행하였다. 실험 중 Fig. 6(a)와 같이 고속카메라(Phantom VEO 710 High-Speed Camera)를 이용하여 접합속도를 측정하였다. Fig. 6(b)는 전기에너지 변화에 따른 접합속도로서, 6.0 kJ에서는 약 2.8 m/s, 6.5 kJ, 7.0 kJ, 7.5 kJ, 8.0 kJ 에서는 3.2 m/s, 3.5 m/s, 3.6 m/s, 3.9 m/s의 속도가 각각 측정되었다.
펄스파워소스에 충전된 전기에너지가 증가함에 따라 구동속도는 지속적으로 증가하였으며, 이는 코일에 방전된 전기에너지가 증가함에 따라, punch의 상부에 위치한 전도체(하부코일)와의 전자기 상호작용으로 발생되는 로렌츠 힘이 증가하기 때문으로, 증가된 로렌츠 힘은 punch의 고속 하강으로 접합속도를 증가시킨다.
4.2.1 접합부 단면 특성
접합속도가 단면 품질에 미치는 영향을 분석하기 위해, 선정된 HD3-type 리벳과 평형한 FM-type 금형을 이용하여 E-SPR 진행하였으며, 접합부 단면의 주요 치수인자를 측정하였다. Fig. 7는 접합속도 변화에 따른 접합부의 단면이다.
Fig. 8의 측정 결과와 같이 접합속도가 2.8 m/s부터 3.9 m/s까지 증가함에 따라 head height는 0.3 mm에서 0.15 mm까지 감소하였다. 반면 interlock은 접합속도가 증가함에 따라 0.42 mm에서 0.58 mm까지 증가하였다. Bottom thickness는 접합속도 3.9 m/s에서 0.68 mm로 최대값이, 2.8 m/s에서 0.57 mm로 최소값이 측정되었다. 이러한 결과로부터 동일한 접합 조건에서 접합속도가 증가하면, 리벳의 소성 변형량이 증가하여 head height가 감소하고, 하판에서의 rivet의 변형 치수인 interlock은 증가함과 동시에 bottom thickness는 감소함을 확인하였다. 2.8 m/s를 제외한 3.2 m/s 이상의 접합속도에서 확보된 head height, interlock 및 bottom thickness는 SPR 접합부 요구수준에 만족하였으나, 체결속도 3.9 m/s에서 리벳풋의 비대칭 형상이 관찰되었다. 이는 공정 중 리벳의 초고강도강의 고속 피어싱 단계 또는 소성 변형 중 편중에 의한 것으로 판단되어, 이를 개선하기 위한 추가 연구가 필요할 것으로 생각된다.
또한 Fig. 9와 같이 리벳과 상판 및 리벳과 하판에서의 gap이 관찰되었다. 체결 속도 2.8 m/s에서는 뚜렷한 gap이 관찰되었으며, 속도가 증가함에 따라 감소하여, 접합속도 3.9 m/s에서는 리벳과 하판의 gap이 존재하지 않았다. 이러한 gap은 초고강도강과 리벳의 높은 항복강도에 의한 고속 피어싱 및 소성변형 중 스프링-백(spring-back)의 발생을 의미한다. 그러나 접합속도가 증가함에 따라 리벳과 접합재의 변형이 더욱 극심해지며, 이러한 변형을 유도하기 위한 에너지 소모가 증가하여 스프링-백은 점차 감소하며, 더하여 앞서 언급한 바와 같이 소성 변형된 하부재와 증가된 interlock에 의해 스프링-백이 저하됨을 알 수 있다.
4.2.2 전단인장하중 및 파단모드
E-SPR 접합부의 전단인장강도 시험의 결과를 바탕으로 접합속도 변화에 따른 접합강도 및 파단 모드를 분석하였다. Fig. 10은 충전에너지 변화에 따른 초고강도강과 알루미늄의 전단인장시험 결과를 나타낸다. 앞서 언급한 바와 같이 충전에너지가 증가함에 따라 접합속도는 2.8 m/s에서 3.9 m/s까지 증가하였고, 2.8 m/s에서 전단인장강도는 약 7.8 kN, 3.9 m/s에서는 8.6 kN의 강도가 측정되어 접합속도가 증가함에 따라, 전단인장강도가 증가함을 확인하였다. 기 보고된 SPR 연구결과4-8)에 따르면 interlock의 증가는 리벳과 접합재 간 체결력을 향상시켜 접합강도의 증가를 야기한다. 따라서, Fig. 8(b)에 나타낸 바와 같이 접합속도가 증가함에 따라 접합부의 interlock이 증가하여 접합강도가 증가한 것으로 판단된다.
4.2.3 접합부 경도 변화
E-SPR은 고변형률하에서 전단 및 소성변형이 진행되므로 접합부의 경도는 변화된다. 이러한 경도변화는 접합강도, 피로 균열전파와 밀접한 관련을 갖고 있으므로 Fig. 12와 같이 속도변화에 따른 상판 및 리벳의 경도를 측정하였다.
Fig. 13은 실험 후 상판과 리벳의 경도 측정 결과이다. Fig. 13(a)는 상판의 경도변화로서, 상판의 급격한 변형이 이루어지는 S3, S4 및 S5에서 높은 경도 증가가 관찰되었다. 접합속도 2.8 m/s에서 S3, S4 및 S5의 경도 증가율은 각각 12%, 14% 및 14.5%이며, 3.9 m/s에서 증가율은 15%, 22% 그리고 10%로, 접합속도가 증가함에 따라 경도는 증가되었다. 특히, S3과 비교하여 S4에서 보다 높은 경도 증가율이 측정되었는데, 이는 리벳이 상판을 고속 관통하여 S3에서는 stretching이 아닌 전단변형이 발생되어 급격한 소성변형이 진행된 S4의 경도 증가율이 더욱 높은 것으로 판단된다. Fig. 3(b)은 리벳의 경도변화로서, 속도변화에 따른 리벳의 경도 변화 특징은 관찰되지 않았다.
5. 결 론
본 연구에서는 적용소재의 강도 증가에 따라 기존 SPR 공정의 단점을 보완 가능한 전자기력 기반의 고속 E-SPR 공정을 연구하였고, 980 MPa 초고강도강과 알루미늄 이종접합을 수행하였다. 특히, 리벳 형상 및 속도 변화가 E-SPR 접합부에 미치는 영향을 분석하였으며, 다음과 같은 결론을 도출하였다.
1) 1.2 mm 두께의 980 MPa 초고강도강을 상판으로 고속 SPR을 진행하였을 때, 리벳 좌굴 및 비대칭 결함 발생이 예상되므로, 풋 너비가 1.0 mm이며, 상판 고속 관통에 적합한 날카로운 풋 형상을 보유한 HD3- type 리벳을 사용하여 이를 방지할 수 있다.
2) 충전에너지가 증가함에 따라, 전자기 현상에 의해 발생되는 로렌츠 힘이 증가하여 접합속도가 증가함을 확인하였으며, 감김수 10회 코일을 이용하여 8 kJ의 전기에너지를 충전하였을 때, 약 3.9 m/s의 속도로 접합이 이루어진다.
3) 접합속도가 증가함에 따라 리벳과 접합재의 소성 변형량이 증가하므로 head height은 감소하고, interlock은 증가함과 동시에 bottom thickness는 감소하여, 고품질의 접합부를 확보할 수 있으나 3.9 m/s 이상의 접합속도에서는 편중에 의한 리벳 좌굴 및 비대칭 결함이 관찰되어 고속에서의 품질 확보를 위한 장치의 정밀도 개선 연구가 필요하다.
4) 접합속도가 증가함에 따라 interlock이 증가하므로 전단인장강도가 증가하였으며, 3.9 m/s (E: 8 kJ)에서 최대 전단인장강도는 약 8.5 kN으로 측정되어, 접합부의 신뢰성을 확보할 수 있었고, 리벳 tail pull- out 파단모드가 관찰되었다.
5) 접합속도가 증가함에 따라 고변형률에서의 급격한 소성변형으로, 접합부 상판의 경도는 증가하였다. 최대 증가율은 약 22%로 측정되었으며, 이러한 상판의 경도 상승 또한 전단인장강도의 증가를 유도한 것으로 판단된다.
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