1. 서 론
탄소중립 및 지구온난화 억제를 위한 발전산업의 고도화를 비롯해 첨단 수송기계, 우주항공 산업의 발전 등, 고온의 극한 환경에서 사용되는 초내열소재 및 해당 소재의 공정기술 확보가 그 어느 때 보다 중요하게 인식되고 있다. 이러한 관점에서 최근 국내에서는 일방향응고 및 단결정 니켈계 초내열합금을 기반으로 한 각종 고부가 소재부품의 제조기술 국산화 연구개발이 활발하게 진행되고 있다. 해당 부품(예: 가스터빈 블레이드, 베인 등)들은 신품 제조1-4) 및 유지보수5-7) 시 용접 및 적층제조 공정의 적용이 필수적이며, 따라서 용접 야금학적 현상의 이해를 바탕으로 한 용접 건전성 확보는 해당 부품의 성능, 내구성과 직결되는 주요 핵심 공정기술이다. 하지만 일방향응고 및 단결정 초내열합금들은 용접 시 고온균열이 발생하는 난용접(Difficult- to-weld) 소재들로 잘 알려져 있어, 용접 건전성 확보에 상당한 어려움이 있다1,6,8-10).
대표적인 일방향응고 초내열합금으로 알려진 CM- 247LC합금 용접의 경우, 용융부(Fusion Zone, FZ)의 응고균열1,3) 및 부분액상화영역(Partially Melted Zone, PMZ)의 액화균열4,11) 발생이 특히 문제시되는 것으로 알려져 있다. 해당 함금에 대한 Varestraint 균열시험 결과로부터, 응고균열발생 온도범위(Solidification Brittle Temperature Range, BTR)는 400 K1), 액화균열발생 온도범위(Liquation Cracking Temperature Range, LCTR)는 620 K11)으로 보고된 바 있으며, 이는 용접 승온 및 냉각 과정 상의 1,000 K이라는 넓은 온도범위에 걸쳐 고온균열이 발생될 수 있음을 의미한다. CM247LC 합금의 용접 응고균열 만감도를 저감시키기 위해, 용접성이 우수한 상용 용가재 적용2,3), 응고모드 제어1) 그리고 저입열 급속용융 레이저 공정의 적용12) 등이 검토된 바 있으며, 특히 최근에는 용융부에서의 응고결정립계 형성 억제를 통한 무균열 용접 가능성을 제시한 연구결과도 보고되고 있다13). 한편 CMSX-4, CMSX-10 등의 대표적인 단결정 초내열합금에서도 적층제조 시 응고균열이 발생하는 등, 상당한 난용접 소재로 알려져 있으나, CM247LC 합금과 같이 균열 민감도의 정량평가 등 용접 야금학적 검토에 대해서는 그 선행 결과가 부족한 실정이다9).
본 논문에서는, 초정밀 레이저 공정을 바탕으로 한 최근의 일방향응고용 CM247LC 초내열합금의 무균열 용접 가능성에 그 재현성 검토를 실시하였고, 그 결과를 바탕으로 CMSX-4 단결정 초내열합금의 무균열 용접 가능성에 대한 결과를 새롭게 제시하고자 한다.
2. 사용재료 및 실험방법
2.1 사용재료
Table 1에는 본 연구에서 사용한 CM247LC 및 CMSX-4 초내열합금의 화학성분을 나타내었다. 각 합금은 Cannon Muskegon 사의 상용 모합금을 이용해 주조 제작하였다. 특히 CM247LC 합금의 경우, 결정립계 분포에 따른 용접성 변화를 검토하기 위해 다결정응고(CM247LC-EQ) 및 일방향응고(CM247LC-DS) 2종의 소재를 사용하였다. 용접 시험을 위해 CM247LC (판재)는 150(width)×50(length)×3(thickness) mm 로, CMSX-4는 단결정 주조된 봉상 소재를 12(dimeter) ×3(thickness) mm으로 최종 가공하였다.
2.2 레이저 용접
싱글모드(Single Mode) 파이버 레이저(YLS-2000- SM, IPG)를 이용해 레이저 용접을 실시하였다. Fig. 1은 이를 위한 레이저 장치 및 실험과정의 모식도이다. 레이저 발진기는 최대출력 2 kW, 파장 1,070 nm, 그리고 1.05의 M2 값을 가지며, 원격 스캐너(intelliSCAN20, Scanlab)를 적용하여 정초점 위치에서 38 ㎛의 빔 직경을 가지도록 설정하였다. Table 2는 본 연구에서 적용한 전체 레이저 용접조건을 나타낸다. 모든 용접 조건에서 레이저 출력은 2 kW로 고정하였고, 용접속도와 비초점거리를 조절하여 입열량 2~40 J/mm, 에너지밀도 65~1,341 J/mm2 범위를 사용하였다. 각 조건에서의 에너지 밀도 값 계산에 있어서는 Kotadia14)의 선행연구를 참고하였다.
Table 2
Conditions of laser welding by single-mode fiber laser
2.3 미세조직 분석
레이저 용접부의 응고균열 발생 거동 및 미세조직 분석에는 광학현미경(Optical Microscopy, OM; DM IRM, Leica), 주사전자현미경(Scanning Electron Microscopy, SEM; SU5000, Hitachi) 및 후방산란전자회절기법(Electron Backscatter Diffraction, EBSD; Velocity Super, EDAX)을 사용하였다. OM은 레이저 용접부의 기계적 연마와 함께 에칭 (anhydrous copper (Ⅱ) chloride (2 g), hydrochloric acid (40 mL), ethyl alcohol (80 mL))을 실시한 뒤 관찰하였다.
3. 실험결과 및 고찰
3.1 CM247LC 및 CMSX-4의 응고균열 민감도
선행연구로부터 CM247LC 합금을 비롯한 니켈계 초내열합금의 응고균열민감도, 즉 BTR은 합금의 응고온도범위(Mushy Zone Range)에 의존하는 것으로 잘 알려져 있다1,3,8). Fig. 2는 Scheil 모델(Thermo- Calc 소프트웨어, TCNi9 및 MOBNi5 데이터베이스)로 계산한 (a) CM247LC 및 (b) CMSX-4 합금의 상세 응고과정을 나타낸다. 그 결과 CM247LC 합금의 응고범위는 430 K, CMSX-4는 235 K 로 각각 계산되었다. 특히 Varestraint 시험으로부터 CM247LC 합금의 BTR은 400 K로 평가된 바1), Fig. 2(a)에 나타낸 응고범위 계산결과(430 K)는 상당히 높은 수준의 응고균열 민감도 지표로 판단된다. 따라서 CMSX- 4는 CM247LC 소재 대비 약 50% 낮은 응고균열 민감도를 가지는 소재로 추정된다.
3.2 CM247LC 레이저 용접부 응고균열 발생거동 및 무균열 용접에 대한 재현성 검토
Fig. 3 및 4는 CM247LC-EQ 합금 싱글모드 파이버 레이저 용접부의 대표적인 비드 표면 및 단면 매크로 조직 관찰 결과이다. 특히 Fig. 3은 입열량 6.67~ 40 J/mm 조건 범위에서의 용접 결과이다. 본 연구에서 적용한 용접 조건 중 가장 입열량이 높은 40 J/mm (Fig. 3(a)) 조건 하에서 전형적인 키홀(Keyhole) 용접 형태가 확인되며, Fig. 3(b)~(f)에 나타내었듯이 입열량이 낮아짐에 따라 용입 깊이와 비드 폭이 감소하는 경향을 보인다. 특히 각 매크로 이미지에서 파란색으로 표시한 부분은 용융부 내의 응고균열 발생위치를 나타내고 있다. 비드 표면과 단면 상에서 상당량의 응고균열이 발생함을 확인할 수 있다.
Fig. 3
Macrostructure of single-mode fiber laser welds for CM247LC-EQ under different heat input, (a) 40, (b) 20, (c) 13.33, (d) 10, (e) 8 and (f) 6.67 J/mm
Fig. 4
Macrostructure of single-mode fiber laser welds for CM247LC-EQ under different energy density, (a) 134, (d) 132, (g) 130 J/mm2 under heat input of 4 J/mm, (b) 96, (e) 94, (h) 93 J/mm2 under heat input of 2.86 J/mm and (c) 67, (f) 66, (i) 65 J/mm2 under heat input of 2 J/mm
Fig. 4는 4 J/mm(Fig. 4(a),(d),(g)), 2.86 J/mm (Fig. 4(b),(e),(h)) 그리고 2 J/mm(Fig. 4(c),(f), (i))의 초저입열 레이저 용접부의 매크로 조직 관찰결과이다. 특히 각 입열량 조건에서는 시험편 표면에서의 비초점위치를 달리하여 에너지 밀도에 소폭 차이를 부여했다. Fig. 4의 용접 결과는 CM247LC 초내열합금을 비롯한 유사한 수준의 합금에 적용된 전례가 없던 레이저 용접 조건이다15). 특히, 싱글모드 파이버 레이저의 높은 에너지 밀도에 의해, 2 J/mm 입열량 및 67 J/mm2 에너지밀도 조건에서는 비드폭 0.09 mm, 용입깊이 1.42 mm의 초미세 용접부가 얻어질 수 있음을 확인할 수 있다.
이러한 초저입열 레이저 공정의 적용에도 불구하고, CM247LC 합금 용융부에는 응고균열이 형성됨을 확인할 수 있다. Fig. 5(a)는 Fig. 3, 4에서 확인된 응고균열 발생부에 대한 대표적인 EBSD 분석결과이다. IPF(Inverse Pole Figure) 분석이미지 및 균열부의 방위차 그래프(Fig. 5(b))에 나타낸 바와 같이 모든 응고균열은 높은 방위차를 가진 응고결정립계 상에서 형성됨을 확인할 수 있으며, 이는 선행연구와 일치하는 결과임을 알 수 있다13).
Fig. 5
(a) EBSD analysis and (b) characteristics of grain orientation in the CM247LC-EQ single-mode fiber laser welds (bead surface) at the solidification cracking region
Rappaz의 선행연구에 의해, 서로 다른 결정방위를 가진 인접한 수지상이 성장함에 있어, 결정립의 방위차에 따라 응고 최종단계의 액상 형성거동에 차이가 있음이 보고되고 있다16,17). 특히 낮은 방위차를 가질 경우 인접 수지상 간에는 인력이 작용하여 액적(Liquid Droplet)이 형성되기 용이하며, 그 결과 응고균열에 대한 저항성이 높아질 수 있다. 하지만 Fig. 5에 나타낸 바와 같이 방위차가 큰 응고결정립계의 경우, 인접 수지상 간에는 척력이 발생함과 동시에 수지상 병합 과냉도(Dendrite Coalescence Undercooling, ∆Tb)가 증가하여, 얇은 액막(Liquid Film)이 형성되고, 결과적으로 응고균열 발생 및 전파가 촉진될 수 있다. 식 1에 나타낸 바와 같이 ∆Tb는 결정립계 에너지(γgb)에 의존하며, γgb는 방위차 θ의 함수이다 (식 2). 식 1, 2에서γsl는 고상 액상 간의 계면에너지, ∆Sf용융 엔트로피(Entropy of Fusion), δ는 확산계면 두께(Diffusion Interface Thickness), G는 전단 탄성계수, b는 버거스벡터(Burgers Vector), ν푸아송 비(Poisson’s Ratio), 그리고 θm은 최대의 결정립계 에너지를 가지는 방위차를 나타낸다.
따라서 Fig. 5에 나타낸 바와 같이, 본 연구에서 적용한 초저입열 고속 용접 시 높은 방위차를 갖는 응고결정립계에 응고균열이 집중되는 현상은, 응고균열이 집중적으로 형성되는 응고 최종단계에서 고방위차의 응고결정립 간에는 척력이 작용함과 동시에 얇은 액막이 형성되며, 따라서 낮은 방위차를 갖는 결정립계 대비 응고균열 발생이 용이한 것에 기인하는 것으로 사료된다.
따라서 CM247LC 합금 용접부의 응고균열 발생을 억제시키기 위해서는, 응고결정립계를 비롯한 용융부의 고방위차 결정립계 형성을 억제하는 것이 필요하다. Fig. 6은 CM247LC-DS에 대한 레이저 용접부 및 EBSD 분석결과를 나타낸다. 용접조건은 Fig. 4(i)의 조건과 같다. 전술하였듯이 본 연구에서 사용한 싱글모드 파이버 레이저는, 초점위치에서 38 ㎛의 빔크기를 가지며, 결과적으로 약 2 mm의 간격을 가지는 단일 일방향응고 결정립 내에 용접부를 형성시킬 수 있다. 본 조건에서는 비드 표면(Fig. 6(a)) 및 단면(Fig. 6 (b)) 모두 용융부의 결정방위가 단일 일방향응고 결정립과 동일한 완전한 에피택셜 성장(Epitaxial Growth) 거동을 보인다. 즉, 응고결정립계 및 고각의 방위차를 가지는 결정립계 형성이 저감되었고, 결과적으로 응고균열 또한 완전히 억제된 결과를 명확히 확인할 수 있다. 결정립계 방위차에 따른 ∆Tb를 실험적으로 검증한 Lu의 연구결과에 따르면18), 인접 수지상 간의 척력 형성에 의한 응고균열 발생이 촉진되는 임계 방위차를 약 6.9o로 보고한 바 있다. 해당 결과를 바탕으로, 방위차 5o 미만을 애패틱셜 성장으로 가정하여 용융부의 에피택셜 성장률을 측정한 결과, Fig. 6(a), (b)의 비드 표면과 단면 모두 99.9%의 높은 에피택셜 성장률을 확인할 수 있었다. 따라서 본 결과는, 싱글모드 파이버 레이저와 같이 초저입열 급속용융이 가능한 용접 조건에서 용융부의 에피택셜 성장이 확보될 시, 응고균열에 취약한 CM247LC 합금도 응고균열 발생이 억제될 수 있음을 시사한다.
3.3 에피택셜 성장 거동에 따른 CMSX-4 레이저 용접부의 응고균열 발생거동 검토
Fig. 6에서 얻은 CM247LC-DS 소재의 응고균열 억제 기술의 이론적 근거에 해당하는 용융부 응고결정립계 형성억제 및 에피택셜 성장에 대해 검증하기 위해 동일한 레이저 용접조건을 단결정 CMSX-4 합금에 적용하였고, Fig. 7은 그 결과를 나타낸다. 단, Fig. 7(a)에 나타냈듯이 CM247LC 및 CMSX-4 합금의 실 적용처를 가스터빈 고온부의 블레이드로 가정, 해당 블레이드의 잠재적 용접 경로를 고려한 멀티패스 용접을 적용하였다. Fig. 7(b) 및 (c)는 타원 및 정원형의 용접경로로 총 3패스의 레이저 용접을 실시하였고, 비드 표면에 대한 OM, SEM 및 EBSD 분석 결과를 나타낸다. 레이저 용접조건, 용접경로의 곡률과 비드 중첩률에 대해서는 해당 그림에 함께 기재하였다. 용접 경로 상의 곡률에 의해 용융부 내에는 15o 이상의 고각결정립계 형성과 함께 낮은 에피택셜 성장률(타원형:68.1%, 정원형: 85.2%)을 보인다. 이는 용접 열원의 진동(Oscillation)에 의해 용융 경로상의 곡률 발생 위치(변곡점)에서 다결정조직이 형성되는 기존의 연구결과와 유사한 맥락에서 이해될 수 있다19). 결과적으로 CMSX- 4 용접부 표면 상에서는 상당량의 응고균열 발생이 확인된다. Fig. 7(d)는 총 4패스의 직사각형 레이저 용접부 표면의 SEM 및 EBSD 분석결과이다. 상세 용접조건은 그림에 함께 나타내었다. 타원 및 정원형 용접 결과와 달리, 용융부에서는 5o 미만의 저각결정립계 형성을 통한 높은 에피택셜 성장률(94.8%)을 확인할 수 있었다. 그 결과 응고균열은 억제된 결과를 보이며, 따라서 CM247LC-DS 합금의 용접 응고균열 억제를 위한 야금학적 기술은 단결정 CMSX-4 합금에 확대 적용 가능함을 확인할 수 있다. 한편 Fig. 2에서 CMSX- 4 합금의 응고균열민감도(BTR)는 CM247LC 합금의 약 50%수준으로 추정한 바 있다. 즉 Fig. 7의 결과는 CM247LC 합금 대비 비교적 낮은 응고균열민감도를 가짐에도 불구하고, CMSX-4 합금 또한 응고균열 억제를 위해서는 용융부 응고결정립계 억제 및 에피택셜 성장이 필요함을 시사한다.
4. 결 론
본 연구에서는 난용접성 CM247LC 및 CMSX-4 초내열합금 싱글모드 파이버 레이저 용접부의 응고균열 거동에 대해 기초적으로 검토하였다. CM247LC 합금에 대해서는 최근의 응고균열 억제 방안 연구에 대한 재현성을 검토하고 해당 결과를 검증함과 동시에 단결정 CMSX-4 합금의 응고균열 억제 가능성에 대해서도 검토하였다. 본 논문의 결론을 아래와 같이 요약한다.
CM247LC 합금의 경우, 싱글모드 파이버 레이저를 이용해 단일 일방향응고 결정립 내의 국소 레이저 용접이 가능하였고, 용융부 내의 고각 응고결정립계 저감 및 에피택셜 성장 확보를 통해 응고균열이 억제되는 결과를 확인할 수 있었다.
특히 용융부 내의 고각 응고결정립계 형성은 응고균열이 집중적으로 형성되는 응고 최종단계에서, 인접 수지상 간 척력 발생 및 수지상 병합과냉도를 증가시켜, 국부적인 응고균열 저항성을 낮추는 것에 기인하는 것으로 사료되었다.
최종적으로 CM247LC 합금에서 얻은 에피택셜 성장확보를 통한 응고균열 억제 용접결과는 단결정 CMSX- 4 합금에도 적용가능한 용접 야금학적 방안임을 확인할 수 있었다.
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