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알루미늄과 구리의 레이저 이종접합에 관한 연구 (II) - 레이저용접부의 품질 검증기술 개발 -

A Study on Laser Welding of Dissimilar Materials between Aluminum and Copper (II)- Development of Laser Welding Quality Verification Technique -

Article information

J Weld Join. 2024;42(3):311-323
Publication date (electronic) : 2024 June 30
doi : https://doi.org/10.5781/JWJ.2024.42.3.9
김용*orcid_icon, 김동 규**, 이 제 인***,orcid_icon
* 고등기술연구원 지능기계시스템센터
* AI & Mechanical System Center, Institute for Advanced Engineering, Yongin, 17180, Korea
** 현대모비스 배터리시스템개발셀
** Battery System Development Cell, Hyundai MOBIS, Uiwang, 16082, Korea
*** 부산대학교 재료공학부
*** School of Materials Science & Engineering, Pusan National University, Busan, 46241, Korea
†Corresponding author: jilee@pusan.ac.kr
Received 2024 February 7; Revised 2024 March 11; Accepted 2024 May 21.

Abstract

The quality management of laser welding is crucial for EV battery manufacturing as it directly affects vehicle safety. However, there is currently no test standard to evaluate the quality of laser-welded structures. Visual inspection and tensile testing have been used to examine the quality of lap joint laser welding. However, it is dangerous to determine the optimal welding parameters only by tensile strength. The aim of this study was to determine the optimal laser welding parameters by conducting tests for various load directions, such as peel, moment, and low-cycle fatigue tests. As a results, in the case of Al/Cu welding that is highly brittle, the peel test demonstrated greater discrimination than the tensile test. In contrast, the moment test was more effective at determining the strength of the local interface joints. Lastly, the fatigue test yielded similar outcomes to the tensile test. It is challenging to completely replace the tensile test results and utilize them independently. Hence, it is recommended to utilize them exclusively as sub-tests to establish the ideal laser welding conditions.

1. 서 론

최근 전기차 배터리 내 금속 리드탭과 버스바의 접합은 초음파 용접으로 이루어지던 기존의 방식에서 상당부분이 레이저 용접으로 대체되고 있다. 배터리 셀은 모양에 따라 원형, 각형 그리고 파우치형 타입으로 분류되는데, 레이저 용접은 비접촉식 방식으로써 셀 타입과 무관하게 범용적으로 적용 가능한 장점이 있으며 무엇보다 생산성 측면에서 유리하다. 또한 용접부의 품질 측면에서도 기존 고상접합 방식의 초음파 용접과 비교해 많은 질적 향상이 이루어졌는데, 이는 레이저 시스템의 산업적 발달과 큰 연관이 있다. 종래에는 Al/Cu 이종소재 간 레이저 용접이 낮은 빔 흡수율과 다량의 금속간화합물 형성에 의한 용접부 취화로 인해 건전한 접합부를 얻는데 큰 어려움이 있었다. 그러나 최근 빔 품질이 우수한 레이저의 개발, 다양한 파장영역의 레이저 등장 및 스캐너 기술 발달에 의한 모듈레이션 적용의 고도화 등으로 인해 레이저 접합부의 품질이 비로소 산업에 적용되기에 허용 가능한 수준에 이르렀다1).

이에 국내외 대다수 배터리 제조업체에서는 최근 양산 또는 시제품 제작에 레이저용접 공법을 채택하여 이를 적극 활용하고 있다. 하지만 앞서 언급한 “산업 적용에 허용 가능한 수준”에 대한 기준이 모호하다. 이는 Al/Cu 이종소재 레이저 용접부의 품질을 직접적으로 판단할 수 있는 기준이 제시되어 있지 않기 때문이다. 품질에 대한 정량적인 비교는 정확한 규격에 근거한 시험 및 평가 결과를 통해 판단될 수 있는데, 안타깝게도 현재 국내외에는 이를 판단할 수 있는 구체적인 규격이 존재하지 않는다1). 이에 따라 다수의 생산업체에서는 내부적으로 다양한 시험을 통해 육안검사 및 최대 인장전단강도를 기준으로 품질에 대한 적합/부적합 판정을 진행하고 있다. 특히 용접 품질관리 부분에서 “용접 길이 1 mm당 몇 kgf 이상의 인장전단강도가 나오면 합격이다”라는 자체적인 기준으로 품질관리를 시행 중이다. 그러나 이러한 인장전단강도 수치는 업체마다 엄격한 보안사항이므로 서로 공유되지 않을 뿐만 아니라, 이 강도에 대한 합격 기준 또한 업체별로 상이하다.

단순히 인장전단강도의 수치만을 가지고 최적의 용접조건을 판별하는 것은 위험하다. 자동차에 장착되는 배터리는 운행 중 불규칙적인 진동에 의해 다양한 방향에서 하중을 받기 때문에 단순히 인장방향의 용접강도 평가만으로는 용접부를 충분히 검증했다고 보기에 부족하다. 나아가 정적(Static) 환경에서의 평가뿐만 아니라 동적(Dynamic) 환경에서의 평가 결과까지 종합하여 용접부의 품질을 판단할 필요가 있다. 그러나 그동안의 Al/Cu 레이저용접과 관련된 선행 연구결과들은 금속간화합물 형성 제어를 통한 인장전단강도 특성 향상을 근거로 최적조건을 도출하는 것이 대부분이었다2-5). 예외적으로 미국 Ford社에서는 2014년 Al/Cu 레이저용접부에 대한 피로시험을 진행한 결과를 발표하였는데6), 이 연구 또한 피로내구와 인장강도의 상관성을 규명하였기 보다는 단순히 피로특성에 대한 파악이 주 목적이었다. 따라서 이 분야에 대해 보다 많은 연구들이 체계적으로 이뤄져야 할 것으로 사료된다.

이에 본 논문에서는 종래의 인장전단강도 평가에 더해 다양한 하중 방향에 대한 시험을 통한 최적 용접 조건의 선정에 관한 연구를 진행하였다. 대상 부품은 실제 양산에 적용되고 있는 파우치형 셀의 버스바와 리드탭 재료로 선정하였으며 독자적인 시험평가 기법 연구를 통해 보다 신뢰성있는 용접 품질 평가 검증기술을 제안하는 것이 본 연구의 최종 목적이다.

2. 실험 내용 및 방법

2.1 재료 및 시험편 설계

파우치형 셀은 통상적으로 양 끝단에 양극 및 음극의 리드탭 단자를 통해 버스바와 전기적으로 연결되는 구조로 되어 있다. 리드탭은 버스바 상부에 위치하여 겹치기 용접이 이뤄지며, 이때 접합부의 품질이 전기전도성에 많은 영향을 미치게 된다7).

본 연구에 사용된 재료는 실제 양산에 적용되고 있는 소재를 그대로 채택하였다. 실험에 사용된 버스바 소재는 순도가 높은 C1020 무산소동(순도 99.90 % 이상)으로 두께는 0.8 mm이다. 양극 리드탭의 경우 Al1050으로 이 역시도 순도가 99.50 % 이상으로 높아 전기전도성이 우수한 소재를 사용하였으며, 적용 두께는 0.4 mm이다. 한편 음극의 경우 0.2 mm 두께의 Cu를 사용하였다. 이 소재는 내식성 향상과 레이저 빔 흡수율을 높이기 위한 목적으로 Ni 도금이 약 2.0 ㎛ 되어 있는 것으로 양산용 시편을 그대로 적용하였다. 마지막으로 시험 소재의 기계적 강도는 Al, Cu에서 각각 77과 220 MPa로 측정되었다.

시험에 사용된 박판의 크기는 45 × 45 mm로 Fig. 1과 같이 두 박판을 15 mm 만큼 중첩시킨 후 소재의 중심선을 기준으로 30 mm 길이로 용접을 진행하였다. 여기서 Fig. 1은 우리가 통상적으로 알고 있는 인장전단시험편의 기본적인 형상이다. 그러나 앞서 언급한 바와 같이 실제 환경에서의 하중은 인장(Tension) 방향으로만 영향을 주는 것이 아니라 수직 또는 박리(Peel), 비틀림(Torsion) 그리고 모멘트(Moment) 하중이 복합적으로 작용되며, 압축(Compression) 방향의 하중을 포함한 불규칙적 피로하중 역시 작용하게 된다. 이에 본 연구에서는 인장전단강도를 기준으로 각각의 하중이 레이저 용접부 물성에 어떠한 영향을 미치는지 확인하고자 Fig. 2와 같은 형상의 시험편을 설계하였다.

Fig. 1

Schematic design of specimen and affected load direction

Fig. 2

Specimen design according to peel and moment load direction

이와 같은 시험은 저항점용접 시편에서의 십자인장(Cross tension test) 및 박리시험과 유사하다. 하지만 비틀림 시험 방법은 결국 고안해 내지 못했는데, 그 이유는 시험기기의 구조적 개선 없이 연질의 박판재료를 비틀림 방향으로 하중을 인가하는 것이 어렵기 때문이다. 이와 같은 이유로 시험은 인장, 박리 그리고 모멘트 방향에 대해서만 진행하였으며, 추가적으로 저주기 피로시험도 실시하였다.

피로시험을 제외한 정적 하중 실험은 모두 최대 5 kN급 1축 인장시험기를 사용하여 진행하였다. 시험 속도는 3 mm/min으로 설정하였으며, 시험편 형상에 따라 Fig. 3과 같이 적절하게 그립을 제작하여 시험을 진행하였다.

Fig. 3

Test grip for peel and moment load test

2.2 시험편 제작

시편 제작은 Cu 리드탭 + Cu 버스바 그리고 Al 리드탭 + Cu 버스바 조합에 대해 각각 진행하였다. 시편 제작에 사용한 레이저는 IR 파장(1,064 nm)을 갖는 최대 3 kW급 파이버 레이저로 빔 사이즈는 110 ㎛이다. 실제 양산에서도 보호가스가 사용되지 않아 본 실험에서도 별도의 보호가스 공급은 없었으며 상판 표면을 초점 위치로 하고 용접을 진행하였다.

용접 속도는 250 mm/s로 고정하고 출력을 조절하는 방법으로 최종 입열량을 제어하였으며, 총 5단계로 서로 다른 입열 조건을 갖는 용접부 시편의 기계적 특성을 비교하는 것을 목표로 시험을 진행하였다. 예비시험을 통해 고정 속도에서 완전용입이 나타나는 조건과 냉접(Cold weld) 수준으로 아주 약하게 접합되어 있는 출력 조건을 각각 도출한 후, 그 사잇값을 3등분하여 모두 5단계의 입열량을 갖도록 하는 시편 용접조건을 결정하였다. Table 1은 최종적으로 시편 제작에 적용된 용접 조건을 나타내고 있다. 여기서 Cu/Cu 용접과 Al/Cu 용접은 각각 적용된 조건(레이저 출력)이 다른데, 이는 Cu 리드탭의 빔 흡수율이 Al 보다 낮아 동일 수준의 용입에 더 많은 에너지를 요하기 때문이다.

Laser welding conditions of specimen at each material combination (at same welding speed: 250 mm/sec)

인장, 박리 그리고 모멘트 시험을 위한 시편은 시험의 재현성을 확보하기 위해 8~10 EA 반복 실험의 평균값을 사용하였으며, 기계적 특성 평가를 위해 일부 시편은 미세조직 및 파단면 분석까지 진행되었다.

3. 실험 결과

3.1 마크로 단면 분석

Table 1에 제시된 조건으로 용접된 Cu/Cu 동종소재 및 Al/Cu 이종소재의 접합부 비드 외관 및 단면을 Fig. 4에 제시하였다. 단면 관찰 결과 동종 및 이종소재 모두 레이저 출력이 증가함에 따라 선형적으로 용입이 증가되었으며, 최대 입열(출력) 조건에서는 하판 버스바 소재인 0.8 mm 두께까지 완전용입이 이뤄진 것을 확인할 수 있다. 일차적으로 접합강도를 결정하는 계면 비드 폭 또한 출력 증가에 따라 일정 수준 선형적으로 증가하다가 수렴하는 결과가 나타났다.

Fig. 4

Cross-sectional optical image and surface bead shape of Cu+Cu and Al+Cu welded joints depend on different heat input level

각각의 용접 결과를 살펴보면 우선 Cu/Cu 동종소재 용접의 경우 용융부 내에 미세 기공이 일부 존재하며, 비드 외관 또한 고출력 조건에서는 외부 험핑 기공이 눈에 띄게 발견되었다. 이는 키홀의 불안정성과 크게 연관되는데, Cu 소재는 용융 상태에서 표면장력과 점성이 낮기 때문에 고입열 조건에서는 키홀이 불안정하여 불규칙적으로 붕괴되고 스패터가 발생되는 현상이 나타난다8,9). 따라서 너무 과도한 입열로 용접하는 것은 바람직하지 않다.

한편 Al/Cu 이종소재 용접의 경우 비드 외관 및 단면에서 보다 많은 문제가 발견된다. 우선 일정 이상의 출력이 되면 비드 표면 품질에 악영향을 미친다. 뿐만 아니라 마크로 비드 단면을 살펴보면 입열이 증가될수록 Al 상부 비드 내 난류 형태의 용융풀 대류가 심하게 일어나면서 교반현상이 격렬하게 발생한 것으로 보인다. 이는 용융부에 금속간화합물이 다량 발생했음을 나타내며, 따라서 입열 증가에 따른 취성 증가가 우려된다.

소재 조합 및 용접 입열에 따른 취성 정도에 대한 명확한 확인을 위해 Cu/Cu 및 Al/Cu 조합의 입열 2단계 및 5단계 각각에 대한 용접부 비커스 경도를 측정하였으며 그 결과는 Fig. 5에 제시하였다. 실험에 사용된 Cu 박판의 비커스 경도는 약 62 HV이며, Al의 경우 약 25 HV로 나타났다. 우선 Cu/Cu 동종소재 용접부의 경도는 입열 2단계에서 모재보다 높은 약 70 HV로 측정되며, 입열 5단계에서는 모재 경도를 약간 상회하는 수준이다. 입열 증가에 의한 결정립 성장에 의해 용접부 경도가 낮아졌지만 강도 측면에서 크게 우려되는 수준은 아니다.

Fig. 5

Vickers hardness distribution according to material combination and heat input level

반면 Al/Cu 용접부의 경우는 입열량에 따라 경도 값에서 매우 큰 차이를 나타낸다. Level 2로 비교적 적은 입열로 용접된 Fig. 5(c)의 경우 용접부에서의 최대 경도가 171 HV 정도를 보이고 있으나, 고입열(Level 5)로 용접된 Fig. 5(d) 결과를 보면 국부적으로 376 HV 수준까지 매우 높게 나타난다. 이러한 경도 상승은 앞서 언급한 바와 같이 용융풀의 격렬한 교반작용과 함께 취성의 금속간화합물이 형성되고 성장할 충분한 온도와 시간이 제공되었기 때문이며 이를 최소화하기 위해서는 용접공정에서의 입열량 제어가 필수적으로 요구됨을 알 수 있다.

3.2 정적강도 특성평가

3.2.1 인장전단강도

인장전단시험은 결과의 신뢰도를 보증하기 위해 모든 조건에서 10 EA의 시편을 제작하여 진행하였으며, 실험결과는 평균치를 제시하였다. 또한 파단 형태와 인장강도와의 상관성을 확인하고자 개별 시험의 파단 형태를 각각 기록하였으며, 그 결과를 Table 2에 요약하였다. 본 실험에서 레이저 겹치기 용접부의 인장시험 파단은 계면 (Interface) 또는 열영향부(HAZ) 파단으로 크게 2가지 형태로 구분할 수 있다. 보다 세부적으로 분류하면 열영향부 또는 용접부 파단으로도 구분이 가능한데 열영향부에서 용접금속 쪽이나 또는 그 반대로 균열이 진전되는 경우가 많아 정확한 파단위치를 파악하는 것은 어려워 본 연구에서는 Fig. 6과 같이 단순히 2가지로만 구분하여 그 결과를 기록하였다.

Results of tensile test and fracture location according to heat input level

Fig. 6

Two types of fracture location at tension load

시험 결과를 살펴보면 우선 Cu/Cu 동종소재 인장시험의 경우 상판의 두께가 0.2 mm로 얇아 냉접 수준의 Level 1을 제외하고 Level 2 이상의 입열에서는 전량 열영향부 파단이 발생하였으며, 최대 하중 차이 또한 미미하였다. 반면 Al/Cu 용접부의 경우 Al 소재의 두께가 0.4 mm로 Level 2 이하의 입열에서는 충분한 계면 폭이 확보되지 않아 전부 계면 파단이 발생하였으며 그 이상의 입열에서는 강도의 증가와 함께 계면 또는 열영향부 파단이 복합적으로 나타났다. 그러나 Level 4 이상의 과도한 입열은 인장전단강도의 저하를 야기하는데, 이 경우엔 계면 파단과 열영향부 파단이 무작위로 나타났다. 이에 본 연구를 통해 파단 형태만으로 일차적인 용접부의 건전성을 판단하고자 하였으나 접합부 계면 폭이 모재 두께 이상으로 확보되더라도 파단이 무작위로 발생하는 현상으로 인해 파단 형태와 인장강도의 상관성을 명확하게 규명할 수는 없었다.

파단 기구(Fracture mechanism)에 대한 보다 정확한 확인을 위해 인장시험 후 열영향부 파단이 일어난 시편에 대한 마크로 단면 관찰을 동종 및 이종소재 용접부에 대해 각각 실시하였다. 우선 Fig. 7(a)는 Cu/ Cu 동종소재 용접부의 인장하중에 의한 파단 형태를 보여준다(Level 4 시편). 파단의 시작점은 본 관찰 결과만으로는 정확하게 판단되지는 않으나 계면 모서리부 응력 집중에 의해 파단이 시작되고 용융선을 따라 크랙이 진전되어 최종적으로 파단에 이른 것으로 보인다. 이러한 파단 형태는 파단부의 소성변형이 상당량 관찰되는 전형적인 연성파단으로 계면 접합부의 폭이 상부 소재의 두께인 0.2 mm보다 넓게 나타나는 Level 2 이상의 용접 입열에서는 모두 동일한 파단 경향을 보인다. 반면 Al/Cu 이종소재로 용접된 Fig. 7(b)는 인장하중과 거의 수직한 방향으로 균열의 진전 및 파괴가 일어난 취성파괴 형태를 나타내고 있다(Level 3 시편). 균열의 시작점은 마찬가지로 계면 모서리부로 추정된다. 이 부분은 특히 용융부의 빠른 냉각에 의해 가스가 미처 빠져나오지 못하고 갇히게 되어 기공으로 남을 가능성이 많은 위치이다. 이 위치에 존재하는 기공은 인장전단시험 시 강도 저하를 가속화시킨다. 균열은 마찬가지로 용융선을 따라 진전되며 소성변형을 동반하지 않고 순식간에 파단이 발생한다. 그러나 Al/Cu 용접부는 균열이 늘 인장하중의 수직방향으로만 진전하는 것은 아니며, 평행방향으로의 균열 진전에 의한 파괴도 종종 발생한다. 이는 Table 2의 Level 3~5의 파단 구분 결과를 통해 알 수 있다. Al 상판과 Cu 하판 사이의 계면부는 금속간화합물이 가장 많이 분포하고 있는 부위로 상당한 취성을 가지고 있어 소량의 노치에 의해서도 급격한 파괴가 이뤄질 수 있으며, 이러한 파괴는 기공의 형상 및 방향에 의해 결정된다. 이에 계면 접합부의 폭이 Al 상판 모재 두께보다 넓다 하더라도 랜덤하게 계면파단이 발생하게 되는 것이다.

Fig. 7

Cross section of fracture location and crack propagation in tensile test

3.2.2 박리강도

박리강도시험 또한 인장시험과 마찬가지로 10 EA 시편을 제작하여 시험을 진행하였다. Table 3에는 각 입열조건에서의 파단 하중과 파단 형태를 요약하였다. 파단 형태는 인장시험과 유사하게 계면 또는 용접부를 포함한 열영향부 파단으로 구분된다 (Fig. 8 참조). 전체적으로 박리시험 시의 파단강도는 인장전단강도보다 낮은 값으로 나타났다. Cu/Cu 동종소재 용접에서는 입열량과 상관없이 전량 열영향부 파단이 발생했으나, Al/Cu 용접 시험편은 인장시험과 마찬가지로 Level 2 이하에서는 전부 계면 파단이 발생한 반면 일정 입열 이상에서는 대부분 열영향부 파단이 발생하였다. 그러나 결론적으로는 인장시험 결과와 마찬가지로 파단 형태와 최종 박리강도와의 상관성을 본 시험결과만으로 명확하게 규명하기는 어려웠다.

Results of peel test and fracture location according to heat input level

Fig. 8

Two types of fracture location at peel load

박리 하중 인가방향에 따른 파단 기구 확인을 위해 마찬가지로 열영향부 파단이 일어난 시편에 대한 마크로 단면 관찰을 Cu/Cu 동종 및 Al/Cu 이종소재 용접부에 대해 각각 실시하였다. Fig. 9(a)는 Cu/Cu 동종소재 용접부의 박리 하중에 의한 파단 형태를 보여준다(Level 3 시편). 파단은 접합부 폭과 무관하게 모든 입열 조건에서 동일하게 계면 모서리에서 시작되어 용접금속의 중심부로 균열이 진전되어 최종적인 파단에 이르게 된다. 이러한 파단 기구는 앞선 인장시험과 달리 용접부의 연성을 확인하는데 보다 유효할 것으로 사료된다. Table 3을 보면 Cu/Cu 동종소재 용접부의 박리강도는 인장시험과 달리 최저 입열 조건에서의 강도가 완전용입 시편보다 높게 나타났다. 이러한 사실에 근거하여 박리시험은 접합 계면의 폭과 상관없이 용융부의 크랙 전파 저항성을 판단하기에 보다 효과적인 시험방법으로 볼 수 있다.

Fig. 9

Cross section of fracture location and crack propagation in peel test

크랙의 전파 방향은 Al/Cu 용접시편에도 동일하게 나타난다. Fig. 9(b)의 Al/Cu 시편은 계면 모서리에서 파단이 시작되어 용접금속의 파단이 발생하였다(Level 3 시편). 그러나 Cu/Cu 동종소재 용접부와 달리 소성변형이 거의 없이 순간적으로 파단이 일어난 것으로 보이며 하판 Cu 소재의 용융선을 따라서도 균열이 동시에 진전된 것을 확인할 수 있다. 박리시험 결과를 보면 Level 2 이하의 저입열 조건에서는 모두 매우 낮은 하중에서 계면파단이 발생하였으며 입열 증가에 따라 열영향부 파단의 비율이 증가하였다. 본 실험결과만을 토대로 이같이 파단 형태가 무작위로 나타나는 이유를 명확하게 규명하기는 어려우나, 각각의 시료에서 용접부 내 금속간화합물의 분포, 기공의 형태 및 방향, 입계 형상 등 미세구조의 차이에 따라 균열 전파 속도에 차이가 발생하여 최종적인 파단 형태가 결정되는 것으로 사료된다.

Cu/Cu 동종 및 Al/Cu 이종소재의 인장전단 및 박리강도 시험의 경향성을 확인하고자 Table 2 및 3의 결과를 Fig. 10과 같이 정리하였다. 여기서 x축은 입열 증가에 따른 하판 용입깊이를 의미하며 y축은 파단 하중을 나타낸다. 입열 Level이 1에서 5로 증가되는 경우 용입깊이의 증가를 수반하며 이는 Fig. 4에서도 확인할 수 있다. 직관적인 결과를 우선 살펴보면 용입깊이(출력)와 접합강도는 비례하지 않으며 적절 입열 수준에서 최대가 됨을 알 수 있다(Fig. 10 점선 영역부분). 전체적으로는 동종 및 이종소재 용접부 모두 인장강도가 박리강도보다 높게 나타났으며, Cu/Cu 동종소재 용접부가 Al/Cu 이종소재 용접부보다 강도가 높게 나타났다. Cu/Cu 동종소재 용접부는 일정 입열 이상에서는 거의 유사한 인장강도를 나타낸다. 그러나 박리강도의 경우 일정 입열에서 최댓값을 보인 후 그 이상의 입열에서는 감소되고 있음을 알 수 있다.

Fig. 10

Variation of tension and peel load according to penetration depth in Cu/Cu and Al/Cu specimens

반면 Al/Cu 이종소재 용접부의 경우 Fig. 10을 통해 최대의 용접강도를 나타내는 조건을 보다 쉽게 확인할 수 있다. 인장강도 및 박리강도 모두 용입깊이 0.4 mm 정도(Level 3조건)에서 최대치를 나타내었으며 특히 박리강도 시험을 통해 더욱 시험결과의 변별력을 얻을 수 있다. 이상의 인장 및 박리시험을 각각 수행함으로서 얻은 복합적인 결과를 토대로 연구자는 본 소재 조합에서의 적정 용접조건(입열량)을 일차적으로 선정할 수 있는 근거를 확보할 수 있을 것으로 사료된다.

3.2.3 모멘트강도

모멘트는 물체를 회전시키려는 힘의 작용을 의미하는 것으로 Fig. 1을 기준으로 설명하면 하판 소재가 완전히 고정된 상태에서 상판 소재가 시편의 중심축을 중심으로 회전하중에 저항하는 힘을 뜻한다. 이 경우 용접부는 회전 방향에 따라 용접 시작부 또는 끝부분부터 하중의 영향을 받아 점차적으로 용접부가 뜯겨지는 형태로 파단이 일어나게 된다. 따라서 이와 같은 하중 방향을 고려하여 시험편은 Fig. 2(b)와 같이 제작하였다. 용접 길이에 대한 모멘트강도 영향을 보기 위해 시편은 10 및 20 mm의 용접 길이로 제작하였다. 용접 입열은 냉접 수준의 Level 1을 제외하고 Level 2~5 단계에 대해 각 8 EA의 시편을 제작하여 반복실험을 진행하고 최대 파단 하중 및 형태를 구분하여 Table 4와 같이 기록하였다. 모멘트 시험은 앞서 기술한 박리강도 시험과 유사할 수도 있다고 생각되나, 힘을 받는 위치 및 순서에 차이가 난다. 박리강도의 경우 하중의 인가와 동시에 용접부 전면적에서 균일한 하중을 받게 되나 모멘트강도의 경우 끝단부터 점진적으로 힘을 받기 때문에 힘을 받는 면적이 국부적으로 제한된다.

Results of moment test and fracture location according to heat input level and welding length

Table 4의 시험결과를 살펴보면 우선 모멘트강도는 앞선 인장 및 박리강도와 비교하여 전체적으로 매우 낮은 강도를 나타낸다. 특히 Cu/Cu 동종소재 용접부의 경우 최대 모멘트강도가 100 N 이하였는데, 이는 앞선 시험들과 달리 Al/Cu 이종소재 용접부보다도 낮은 수치를 보이는 것이다. 모멘트 시험편의 파단형태 또한 Fig. 11과 같이 양쪽 열영향부가 동시에 뜯겨나가며 계면과 완전히 분리되는 계면 파단 형태 또는 한쪽 열영향부가 모재 쪽과 같이 뜯겨나가는 두 가지로 크게 분류할 수 있다. 파단 과정에 대한 보다 자세한 확인을 위해 하중-변위 선도를 검토하였다. Fig. 12는 20 mm 길이로 입열 Level 5 조건에서 용접된 Cu/Cu 동종소재 및 Al/Cu 이종소재 시편의 하중-변위 선도를 각각 나타낸다. 해당 시편의 경우 Table 4에서 볼 수 있듯이 Cu/Cu 동종소재 용접시편의 경우 모두 계면 파단이 나타났으며 Al/Cu의 경우 계면 파단 2 EA 그리고 열영향부 파단이 6 EA 발생하였다. 여기서 두 그래프 모두 변위에 따른 하중의 변동량이 심하게 발생한 것을 확인할 수 있다. 특히 Al/Cu 용접시편의 경우 계면 파단 발생한 6 EA 시험 결과에서 보다 높은 변동 폭을 보이며 파단이 진행되었는데, 이는 취성의 접합부에 의한 불연속적인 파단이 일어났음을 의미한다. 그러나 이러한 불연속적 파단 거동은 최대 파단하중과는 큰 관계가 없는 것으로 확인되며 또한 용접 입열과 파단 거동과의 상관성도 본 실험결과만을 토대로 통계적으로 설명하기는 어렵다.

Fig. 11

Two types of fracture location at moment load

Fig. 12

Load-displacement diagram of Cu/Cu and Al/Cu specimens welded with 20 mm length at heat input level 5 in moment test

Fig. 13에는 입열수준 및 용접 길이에 따른 모멘트시험 결과를 제시하였다. 앞서 언급한 바와 같이 모멘트 시험에서는 Al/Cu 이종소재 용접부 강도가 Cu/Cu 보다 더 높은 것으로 나타났는데 이는 계면 접합부가 대부분의 모멘트 하중을 받기 때문이다. 이에 따라 모멘트 시험에서는 접합부 폭이 일차적인 모멘트 강도를 결정한다고 할 수 있다. Fig. 4의 마크로 단면 분석결과에서 계면 접합부 폭은 Cu/Cu 동종소재의 경우 0.31~0.42 mm 정도인 반면 Al/Cu 용접부의 폭은 0.37~0.57 mm로 상대적으로 넓다. 뿐만 아니라 상판 소재 두께 또한 Cu는 0.2 mm인 반면 Al은 0.4 mm로 두껍기 때문에 인장, 박리시험과 상반된 결과가 나타나는 것으로 사료된다. 반면 용접 길이에 따른 시험 결과를 비교하면 대부분의 결과에서 20 mm가 보다 높은 값을 나타내지만 용접 길이와 무관하게 유사한 파단 경향을 나타내어 상대비교 조건에서는 주요 변수가 되지 않는다는 것을 확인하였다.

Fig. 13

Variation of moment load according to heat input level and welding length at Cu/Cu and Al/Cu specimens

한편 입열에 따른 모멘트강도 변화를 검토해보면 우선 Cu/Cu 동종소재 용접부는 입열 증가에 따라 약간씩 감소되는 경향이 나타나며 이는 박리강도 시험결과와 유사하다. 앞서 설명한 바에 의하면 접합부 폭이 강도를 결정하는 부분에서 입열의 증가에 따라 상식적으로 접합부 폭도 넓어져 모멘트강도 또한 증가되어야 하는데 오히려 약간씩 감소된다. 이는 Level 5 완전용입 조건과 같이 키홀에 의해 열이 보다 집속되어 접합부 폭이 좁아진 원인도 있으며 고입열 조건에서 발생하는 계면 사이 용접부 기공 그리고 용융부의 결정립 크기 증가 등에 의한 영향도 있기 때문이다. 즉 모멘트 강도는 접합부 폭이 일차적인 강도를 결정하지만, 계면 내 존재하는 기공에 따른 노치 효과에 의한 강도 저하도 복합적으로 작용하여 최종적인 강도가 결정되는 것으로 판단된다.

Al/Cu 용접부의 모멘트강도는 Cu/Cu 동종소재 용접부보다 입열에 의한 변동 폭이 크게 나타난다. 뿐만 아니라 최대 모멘트강도도 용접 길이에 따라 발생되는 입열 수준이 다르다. 20 mm 용접 시 앞선 시험들과 같이 Level 3 조건에서 최대치를 나타내었으나 10 mm 용접 길이에서는 Level 4 조건에서 보다 높은 강도를 나타내었다. 또한 Level 4 입열에서는 용접 길이에 따른 최대 모멘트강도 차이가 거의 없었다. 이상의 결과를 바탕으로 모멘트강도는 용접 길이와는 큰 상관성이 없으며 앞서 Cu/Cu 동종소재와 마찬가지로 접합부 폭과 접합계면의 건전성에 의해 결정됨을 알 수 있다.

3.3 동적강도 특성평가

동적강도로 대표되는 피로내구와 정적강도 간 상관성 확인을 위해 Cu/Cu 동종 및 Al/Cu 이종소재 용접부에 대한 피로시험을 실시하였다. 이때 피로 시험편은 박리강도 시편이 결과에 대한 변별력을 보다 나타낼 것으로 판단하여 Fig. 2(a) 형상의 시편을 사용하였다. 시험은 250 kN 용량의 유압식 만능재료시험기를 이용하였고, 시험기 용량에 비해 매우 낮은 하중값을 갖는 시료의 특성상 변위제어 방식을 적용한 저주기피로시험을 진행하였다. 이때 응력비는 R=0.5로 설정하고 시험주기는 5 Hz로 하였다. 변위 진폭은 충분한 예비시험을 통해 Cu/Cu 동종소재 시편은 0.15 mm 그리고 Al/Cu 용접시편은 0.1 mm로 설정하였다. 시험은 각 입열 수준에서 4 EA씩 진행 후 피로수명에 대한 평균치를 기록하였다.

Fig. 14는 동종 및 이종소재 접합부에 대한 피로시험 결과를 보여준다. 우선 Cu/Cu 동종소재 용접부의 피로수명은 입열량이 증가할수록 향상되는 결과를 나타내었다. 이는 앞선 정적강도 특성과는 상반되는 결과로써 결과에 대한 보다 세부적인 분석이 요구된다. 반면 Al/Cu 용접시편은 예상대로 Level 3 수준에서 최대 피로수명을 나타낸다. 반면 Level 1, 2 수준에서는 100 cycle 이하에서 모두 계면부 파단이 발생하였으며 과입열 조건에는 열영향부에서 파단되었으나 피로수명이 Level 3에 비해 낮게 나타났다.

Fig. 14

Variation of fatigue cycle according to heat input level at Cu/Cu and Al/Cu specimens

Fig. 15는 가장 높은 피로수명을 나타낸 입열 수준 Level 3 조건의 Al/Cu 용접부 피로파단 후 단면을 관찰한 결과이다. 균열은 구조적으로 가장 취약한 접합 계면 모서리부에서 시작되어 소재 두께의 절반까지 점진적으로 증가하다가 순식간에 파단이 발생한 것으로 보인다. 이러한 파단 형태는 Fig. 9와 같이 용접부를 관통하여 파괴되는 박리시험과는 다른 양상을 나타내는데 이는 변위 진폭의 크기가 용접부를 관통하여 균열이 진전될 만큼 크지 않기 때문으로 사료된다.

Fig. 15

Cross section of fracture location and crack propagation after fatigue test of Cu/Al specimen

한편 Cu/Cu 동종소재 용접부에 대한 피로시험 결과의 해석은 보다 복잡하다. 앞선 정적강도 특성에서 인장전단, 박리 및 모멘트강도 모두 입열량이 증가할수록 저하되는 결과가 나타났으나, 피로시험의 경우 그렇지 않기 때문이다.

이에 대한 원인 분석을 위해 피로 파단면에 대한 OM 관찰을 우선 진행하였다. Fig. 16은 정적강도가 양호한 입열 수준 Level 3 조건으로 제작한 시편의 피로시험 후 파단면을 보여준다. 미세조직 관찰 결과 파단은 구조적으로 응력집중이 발생되는 접합 부위의 모서리에서 피로 균열이 시작되어 용융선을 따라 균열이 성장하다가 1/2 두께 정도에서 급격한 파괴가 발생한 것으로 보인다. 파단면을 보다 확대하여 관찰하면 Fig. 16 (b)와 같이 파단면을 따라 Ni로 추정되는 고용체가 응집되어 있는 것이 관찰되었고 급속파괴 영역은 조직적인 특징과 관계없이 하중 방향을 따라 파단된 것을 확인할 수 있다. 이에 파단되지 않은 반대 면을 보면 Fig. 16 (c)와 같이 용융선을 따라 고용체가 국부적으로 편석(Segregation)된 것이 확인된다. 이렇게 OM 분석으로 발견된 고용체가 Ni이 맞는지 확인하기 위해 SEM 및 EDS 분석을 진행하였으며, 그 결과는 Fig. 17에 제시하였다. Fig. 17 (a)에 표시된 영역에 대해 EDS 스팟 및 라인 프로파일 분석을 각각 진행한 결과 예상대로 Ni 함량이 100 %로 Cu 용접금속과 완전히 고용되지 않고 편석되어 있는 양상이 관찰되었다. 잘 알려진 바와 같이 Cu와 Ni은 원자의 크기 및 결정구조가 유사하여 전율고용체를 만드는 금속이다. 그럼에도 불구하고 용융선을 따라 Ni이 편석된 원인은 용접 공정조건에서 그 원인을 찾을 필요가 있다. Fig. 18은 Cu/Cu 동종소재 레이저 용접부의 입열 수준에 따른 미세조직, 특히 용융선을 중심으로 관찰한 결과이다. 우선 Fig. 18 (a)와 같이 상판 Cu 리드탭 소재의 Ni 도금층을 관찰하였다. 일반적으로 파우치형 셀에서 상판 리드탭은 Cu 버스바와 달리 Ni 도금이 되어 있는데 이는 갈바닉 부식에 대한 저항성 향상 때문이다. SEM으로 측정한 도금 두께는 약 2 ㎛ 정도로 확인되며, 도금층은 Fig. 18 (b)의 OM 분석 결과에서도 명확히 관찰된다. 한편 Fig. 18 (b)~(f)는 각 입열 수준에서 용융선을 중심으로 한 OM 분석 결과인데, 본 연구에서는 정량적인 차이를 명확하게 확인하지 못하였지만, 육안 상 특히 용융선 부근에서 Ni의 편석이 저입열에서 보다 많이 분포하고 있음을 볼 수 있다. 용융선 근방으로 Ni이 편석되어 있다는 것은 Fig. 19의 EDS 성분분석 결과를 근거로 주장할 수 있다. Fig. 19는 가장 편석이 많이 존재하는 입열 Level 1 조건에서의 용융선과 용접금속의 EDS 분석 결과를 각각 보여준다. 용융선 부근의 Ni 함량은 약 3 % 정도로 용접금속 내 1 % 정도의 함량보다 높게 분포되어 있다. 이렇게 저입열에서 편석이 보다 많이 발생하는 이유는 레이저 용접 중 수반되는 용융/냉각 과정에서의 시간과 큰 연관이 있을 것으로 사료된다. 고입열 조건에서는 레이저에 의해 용융된 액상의 Ni 도금층이 Cu 용접금속과 교반할 수 있는 충분한 용융/냉각 시간이 주어져 편석되지 않고 전 영역에 걸쳐 고용된다. 반면 저입열에서는 급속한 용융/냉각 사이클로 인해 용융금속 내 확산되지 못하고 용융선 부근에서 응고가 완료되기 때문에 입열량에 의해 발생된 결과라고 예측할 수 있다.

Fig. 16

Cross section of fracture location and crack propagation after fatigue test of Cu/Cu specimen

Fig. 17

Result of SEM and EDS analysis on the fracture location at Cu/Cu specimen

Fig. 18

SEM analysis of coating layer and OM results about variation of Ni segregation near the fusion line according to heat input level

Fig. 19

Result of SEM and EDS analysis on the location of fusion line and weld metal at Cu/Cu specimen welded at Level 1 heat input condition

이상의 결과를 종합하여 정적강도와 달리 피로강도가 고입열에서 보다 높게 나타나는 원인에 대해 정리하면 다음과 같다. 우선 본 연구에서의 피로시험은 변형률 기반 저주기피로를 실시하였다. 일반적으로 응력기반 고주기피로는 탄성영역 내에서 진행되기 때문에 정적강도가 피로강도와 비교적 비례하는 결과를 나타내는 것으로 알려져 있다. 그러나 저주기피로에서는 그에 따른 상관성이 많지는 않다. 두번째로 고입열 조건에서는 입열량 증가에 따른 결정립 크기의 증가로 인해 용융부의 연성이 증가되어 상대적으로 피로수명이 증가된 것으로 볼 수 있다. 마지막으로 앞선 파단면 분석결과에 의거하여 볼 때 피로 균열은 Ni 고용량이 많은 조직을 따라 성장한 양상이 관찰되었으며 이러한 Ni의 편석은 저입열 조건에서 보다 많이 발견된다. 이렇게 형성된 편석은 미세조직적 또는 조성적인 노치(Notch)로 작용되어 피로특성을 저하시키기 때문에 정적강도와는 다른 결과를 나타낸 것으로 보인다. 다만 이렇게 편석된 Ni이 과연 고주기피로 수명에도 영향을 미칠까 하는 것에 대한 의문에 관해서는 추가적인 연구가 필요하다.

3.4 최적 조건의 선정

다양한 용접 입열에서 시편을 제작하여 정적/동적 기계적 물성을 평가하는 궁극적인 목적은 결국 가장 최적의 용접 공정조건을 찾기 위함이다. 본 연구에서도 이를 위해 통상적으로 적용되는 인장시험뿐만 아니라 기존에 실시하지 않았던 박리시험, 모멘트시험 등의 기법을 고안하여 시험을 실시하였다.

앞선 다양한 실험에 대한 결과는 Table 5에 종합적으로 정리하였다. 소재 조합 및 입열 수준에 따른 용입깊이와 접합 계면부의 비드폭과 함께 인장, 박리, 용접길이에 따른 모멘트 강도 그리고 피로수명을 정리하였으며, 이들 결과를 토대로 최종적으로 가장 적절한 입열 수준에 대한 순위를 선정하였다. 여기서 Table. 5에 표시된 “▲” 마크는 각 시험별 최댓값을 의미한다.

Summary of static/dynamic test results according to material combination and heat input level

우선 Cu/Cu 동종소재 용접부의 시험결과를 살펴보면 피로수명을 제외하고 대부분 Level 3 입열 수준에서 최댓값을 나타내고 있으나 Level 2 입열과 크게 유의미한 물성차를 보이고 있지는 않다. 반면 Al/Cu 이종소재 용접부는 입열량에 따른 기계적 물성치의 변동량이 보다 많다. Level 3 입열 수준에서 타 조건과 비교하여 확연한 물성차가 존재한다. 또한 Al/Cu 이종소재 용접부의 경우 Cu/Cu 동종소재와 달리 Level 4 입열 수준이 Level 2 보다 높게 나타난다. 즉, Cu/Cu 동종소재는 Level 2~3 범위가 가장 적절한 입열 조건인 반면 Al/Cu의 경우 Level 3~4 범위가 보다 양호하다. 이렇게 소재 조합에 따라 입열 범위가 다르게 나타난 가장 큰 원인은 해당 입열에 의해 형성된 접합 계면부의 폭에 있다. 겹치기 구조의 용접부에서 접합부의 강도는 앞서 언급한대로 일차적으로 접합계면의 폭에 의해 결정된다. 즉, 접합계면의 폭은 얇은 쪽 모재 두께 이상이어야 한다. 실험에 사용된 상판 Cu 소재의 두께는 0.2 mm 이므로 Level 2 입열 수준에서도 충분한 계면 폭을 확보할 수 있으나 Al/Cu 용접부의 경우 상판의 두께가 0.4 mm로 두꺼워 최소 Level 3 입열 수준 이상이 요구되며, 그 이하에서는 인장시험 시 모두 계면파단이 발생하는 것이다. 그러나 필요 이상의 입열은 금속간화합물의 과다 형성 및 용접금속의 연화 등의 원인으로 기계적 물성을 저하시키므로 최적 조건의 선정을 위한 기준은 “모재 두께 이상의 계면 폭을 확보할 수 있는 최저 입열”로 규정하는 것이 바람직할 것으로 사료된다.

마지막으로 본 연구에서 시도된 박리 및 모멘트 시험의 유효성에 대해 검토하면 다음과 같다. 통상적으로 접합부의 강도 평가를 위해 이용되는 인장시험의 경우 규격화된 시험으로 용접부의 전반적인 건전성을 평가하는데 매우 효과적이다. 이에 반해 박리시험의 경우 인장시험과 유사한 경향을 나타내면서도 Al/Cu와 같이 금속간화합물에 따른 취성 우려가 높은 용접구조물에서 인장시험보다 높은 변별력을 나타내었다. 이와 같은 연구 결과를 근거로 점용접의 십자인장시험과 유사하게 용접금속의 연성을 측정하는데 유용할 것으로 보인다. 한편 모멘트시험의 경우 국부적인 계면 접합부의 강도를 판단하는데 유효할 것으로 판단된다. 그러나 이들 시험은 단독적인 결과 또는 정량적인 값으로 사용되기는 어려우며, 최적 조건의 선정을 위한 보조 시험으로 이용하는 것이 바람직할 것으로 사료된다.

4. 결 론

본 논문에서는 종래의 레이저 겹치기 용접에서 인장전단강도 평가에 더해 다양한 하중 방향에 대한 시험을 통한 최적 용접조건의 선정에 관한 연구를 진행하였다. 이를 위해 박리시험 및 모멘트시험 기법을 고안하여 시험 및 결과 분석을 진행하였으며, 이에 따른 결론은 다음과 같다.

  • 1) Cu/Cu 동종소재 및 Al/Cu 이종소재 조합에 대하여 용접속도를 고정하고 출력을 변화시켜가며 냉접 및 완전용입 조건까지 입열 단계를 구분하여 용접을 진행한 결과 용입깊이는 출력과 비례하여 선형적으로 증가하였으며 계면 접합부 폭은 증가하다가 키홀에 의한 완전용입 시 약간 감소되는 형태의 비드를 얻었다.

  • 2) 소재 조합에 따른 인장전단시험 결과 Cu/Cu 동종소재의 경우 열영향부의 연성파단과 함께 일정 수준 이상의 입열에서 거의 최댓값에 수렴하며 그 값이 유사한 반면, Al/Cu 이종소재 용접부는 취성파단과 함께 입열에 따른 강도차이가 뚜렷하게 나타났다.

  • 3) 박리시험 결과는 인장시험과 유사한 경향을 나타내면서도 Al/Cu와 같이 금속간화합물 형성에 따른 취성 우려가 높은 용접구조물에서 인장시험보다 높은 변별력을 나타내었다. 한편 모멘트 시험은 국부적인 계면 접합부의 강도를 판단하는데 유효할 것으로 판단된다. 그러나 두 시험 모두 파단형태와 강도의 상관성은 거의 없는 것으로 확인되었다.

  • 4) 박리시험편을 이용하여 변위 기반 저주기 피로시험을 실시한 결과 Al/Cu 이종소재 용접부는 인장시험과 유사한 경향을 나타내는 반면에 Cu/Cu 동종소재 용접부는 고입열에서 보다 높은 피로수명을 나타내었다. 이를 위해 파단면을 분석한 결과 상판 Ni 도금층의 용융금속 유입 및 용융선 부근으로의 편석에 따른 피로강도 저하에 의한 것으로 확인되었다.

  • 5) 다양한 용접 입열에서 시편을 제작하여 정적/동적 기계적 물성을 평가하는 궁극적인 목적은 결국 가장 최적의 용접 공정조건을 찾기 위함이며, 이를 위해 박리시험과 모멘트시험을 병행할 경우 보다 수월한 조건 도출이 가능하다.

Acknowledgements

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

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Article information Continued

Fig. 1

Schematic design of specimen and affected load direction

Fig. 2

Specimen design according to peel and moment load direction

Fig. 3

Test grip for peel and moment load test

Table 1

Laser welding conditions of specimen at each material combination (at same welding speed: 250 mm/sec)

Material Heat input level Laser power (kW) Power ratio (%)
Cu+Cu Level 1 (Cold weld) 1.2 40
Level 2 1.7 55
Level 3 2.1 70
Level 4 2.6 85
Level 5 (Full penetration) 3.0 100
Al+Cu Level 1 (Cold weld) 0.9 30
Level 2 1.4 45
Level 3 1.8 60
Level 4 2.3 75
Level 5 (Full penetration) 2.7 90

Fig. 4

Cross-sectional optical image and surface bead shape of Cu+Cu and Al+Cu welded joints depend on different heat input level

Fig. 5

Vickers hardness distribution according to material combination and heat input level

Table 2

Results of tensile test and fracture location according to heat input level

Material Heat input level Peak load (N) Fracture location
Cu+Cu Level 1 (Cold weld) 790 All interface
Level 2 1,110 All HAZ
Level 3 1,120
Level 4 1,060
Level 5 (Full penetration) 1,040
Al+Cu Level 1 (Cold weld) 510 All interface
Level 2 700 All interface
Level 3 790 Interface: 7 EA HAZ: 3 EA
Level 4 720 Interface: 2 EA HAZ: 8 EA
Level 5 (Full penetration) 580 Interface: 3 EA HAZ: 7 EA

Fig. 6

Two types of fracture location at tension load

Fig. 7

Cross section of fracture location and crack propagation in tensile test

Table 3

Results of peel test and fracture location according to heat input level

Material Heat input level Peak load (N) Fracture location
Cu+Cu Level 1 (Cold weld) 810 All HAZ
Level 2 990
Level 3 1,000
Level 4 910
Level 5 (Full penetration) 770
Al+Cu Level 1 (Cold weld) 280 All interface
Level 2 290 All interface
Level 3 530 Interface: 7 EA HAZ: 3 EA
Level 4 370 Interface: 1 EA HAZ: 9 EA
Level 5 (Full penetration) 370 Interface: 1 EA HAZ: 9 EA

Fig. 8

Two types of fracture location at peel load

Fig. 9

Cross section of fracture location and crack propagation in peel test

Fig. 10

Variation of tension and peel load according to penetration depth in Cu/Cu and Al/Cu specimens

Table 4

Results of moment test and fracture location according to heat input level and welding length

Material Welding length (mm) Heat input level Peak load (N) Fracture location
Cu+Cu 10 2 84 Interface: 3 EA HAZ: 5 EA
3 83 Interface: 6 EA HAZ: 2 EA
4 76 Interface: 6 EA HAZ: 2 EA
5 69 All Interface
20 2 84 Interface: 6 EA HAZ: 2 EA
3 88 Interface: 5 EA HAZ: 3 EA
4 83 Interface: 5 EA HAZ: 3 EA
5 74 All Interface
Al+Cu 10 2 72 All Interface
3 127 Interface: 1 EA HAZ: 7 EA
4 142 All HAZ
5 124 All Interface
20 2 104 Interface: 6 EA HAZ: 2 EA
3 146 All HAZ
4 140 All HAZ
5 135 Interface: 2 EA HAZ: 6 EA

Fig. 11

Two types of fracture location at moment load

Fig. 12

Load-displacement diagram of Cu/Cu and Al/Cu specimens welded with 20 mm length at heat input level 5 in moment test

Fig. 13

Variation of moment load according to heat input level and welding length at Cu/Cu and Al/Cu specimens

Fig. 14

Variation of fatigue cycle according to heat input level at Cu/Cu and Al/Cu specimens

Fig. 15

Cross section of fracture location and crack propagation after fatigue test of Cu/Al specimen

Fig. 16

Cross section of fracture location and crack propagation after fatigue test of Cu/Cu specimen

Fig. 17

Result of SEM and EDS analysis on the fracture location at Cu/Cu specimen

Fig. 18

SEM analysis of coating layer and OM results about variation of Ni segregation near the fusion line according to heat input level

Fig. 19

Result of SEM and EDS analysis on the location of fusion line and weld metal at Cu/Cu specimen welded at Level 1 heat input condition

Table 5

Summary of static/dynamic test results according to material combination and heat input level

Material Heat input level Penetration depth (mm) Interface width (mm) Tension (N) Peel (N) Moment Fatigue life (Cycle) Rank (No.)
10mm length (N) 20mm length (N)
Cu+Cu Level 1 0.06 0.15 790 810 - - 104 5
Level 2 0.23 0.32 1,110 990 ▲84 84 791 2
Level 3 0.42 0.38 ▲1,120 ▲1,000 83 ▲88 1,017 1
Level 4 0.64 0.41 1,060 910 76 83 1,390 3
Level 5 0.8 0.42 1,040 770 69 74 ▲1,562 4
Al+Cu Level 1 0.02 0.15 510 280 - - 12 5
Level 2 0.2 0.36 700 290 72 104 31 3
Level 3 0.39 0.45 ▲790 ▲530 127 ▲146 ▲2,977 1
Level 4 0.55 0.57 720 370 ▲142 140 1,358 2
Level 5 0.8 0.52 580 370 124 135 236 4