1. 서 론
티타늄 합금은 높은 강도, 우수한 내부식성, 높은 생체적합성, 낮은 밀도 등 다양한 장점으로 인해 항공, 해양 선박, 의료 산업에서 활발하게 사용되고 있다. 많은 티타늄 합금 중 Ti-6Al-4V 합금의 경우, 티타늄 합금 중에서도 우수한 강도, 경도 및 적절한 연신율을 가지고 있어 오늘날 가장 널리 사용되는 합금이다. 이러한 Ti-6Al-4V 합금의 경우 터빈 디스크, 압축기 블레이드, 항공기 동체, 관련 압력 용기 등 크거나 복잡한 부품을 필요로 하는 곳에 많이 사용되는데, 크고 복잡한 제품을 직접 생산하는 것은 경제적으로 비효율적이기 때문에 용접이 많이 사용된다1-5). 다양한 용접 방법 중에서도 레이저를 활용한 용접은 매우 좁고 깊은 침투로 인해 용접이 차지하는 부피가 일반 용융 용접보다 훨씬 작아 변형이 최소화되고, 티타늄 합금의 경우 고온에서 산소와의 반응성이 높기 때문에 충분한 보호가스 분위기 가정하에 진공이 아닌 분위기에서 할 수 있다는 장점으로 인해 널리 사용되고 있는 용접 방법이다6-8). 특히 최근에는 특성에 따라 다양한 빔 프로파일이 사용되며, 그중 코어 빔(core beam) 레이저와 링 빔(ring beam) 레이저는 용접에 많이 사용되는 방식이다. 코어 빔 레이저는 레이저 빔의 직경이 작아 빔의 중앙에 에너지가 집중되어 높은 에너지 밀도를 가진다. 이러한 특성으로 인해 용융부는 깊고 좁은 형상을 가지며, 더 깊은 침투가 가능하다. 또한 코어 빔 레이저는 고에너지 빔을 좁은 영역에 집중시킴으로써 용융부 주변의 열변형을 최소화하고 정확한 용접이 가능하다는 장점이 있다. 반면 링 빔 레이저의 경우 코어 빔과 달리 빔의 외각에 에너지를 분포시키기 때문에 상대적으로 에너지 밀도가 낮고, 상대적으로 넓은 영역에 고르게 열을 분산시키고 그 결과 깊이는 얕지만 넓은 용융부를 형성할 수 있으며, 표면적에 집중된 열처리나 용접 후 열처리와 같은 목적으로 사용된다. 추가적으로 이와 관련되어 M. R. Maina et al.에 의하면 링 빔을 조사해 발생된 키홀(keyhole)은 링 빔의 예열 및 후열처리 효과로 인해 매우 안정적이고 단일 빔과 비교했을 때 스패터, 기공, 균열 및 품질 측면에서 효과가 있음이 입증되었음을 밝혔다9-13). 이처럼 코어 빔과 링 빔을 활용한 레이저 용접은 다양한 분야에서 널리 사용되는 방법이지만, 링 빔 레이저 용접 특성상 넓은 표면적에 레이저를 조사하기 때문에 용융부에 급속한 냉각이 발생할 수 있고, 이로 인해 링 빔 레이저 조사 직후 표면에서는 덴드라이트(dendrite) 구조가 형성될 수 있다. 덴드라이트 구조는 과냉된 금속이 응고될 때 나타나는 전형적인 미세조직으로, 빠른 냉각 속도 또는 특정 조건 하에서 용융 금속이 평형 응고점 이하로 온도가 내려가더라도 완전히 고체화되지 않고 액체 상태로 남아있게 된다. 이때 액상의 경우, 평형 응고점 아래의 온도에 있기 때문에 고상에 비해 온도가 더 낮은 상태가 되고, 상대적으로 고온인 고체와 저온인 액체 계면 사이의 온도 구배가 형성되며, 열 흐름의 균형을 맞추기 위해 가지 모양의 구조를 가진 덴드라이트 구조가 형성된다. 이러한 덴드라이트 구조는 팔 간격과 크기에 따라 미세조직에 변화를 일으키며, 용접 시편의 기계적 물성에도 직접적인 영향을 미친다. 덴드라이트 구조는 아주 높은 경도값을 가지지만 연신율이 매우 낮아, 주조 및 용접 시에 피해야 하거나 제거해야 하는 조직으로 알려져 있다14-18). 그러나 레이저 용접 특유의 급속한 가열 및 냉각으로 인해, 적절한 용접 조건을 설정하지 않으면 용접 시 덴드라이트 구조가 자주 발생할 수 있다. 일반적으로 이러한 덴드라이트 구조를 없애는 방법으로는 열처리가 가정 효과적으로 알려져 있다19). 하지만 Ti-6Al-4V 합금의 경우 레이저를 통한 용접 중 생성된 덴드라이트 구조를 제거하는 열처리와 관련된 연구가 많이 이루어지지 않았다. 이에 본 연구에서는 Ti-6Al-4V 합금의 레이저 용접 이후 링 빔을 통한 후열처리 과정에서 형성된 덴드라이트 구조의 미세조직 및 기계적 물성을 측정하고 분석하였다. 또한, 2상 영역에서 미세조직 및 기계적 물성 개선을 위해 진행하는 mill annealing(MA)과 beta 변태점 이상의 온도로 가열하여 미세조직 및 기계적 물성을 변화시키는 beta annealing(BA)을 용접 시편에 적용해 덴드라이트 구조에 나타나는 미세조직과 기계적 물성 변화를 고찰함과 동시에 덴드라이트를 제거하는 최적의 열처리 방식을 제시하였다.
2. 사용 재료 및 실험방법
2.1 사용 재료
본 연구에 사용된 재료는 항공우주 등급용 Ti-6Al- 4V (Gr. 23) 합금 소재를 사용하였고, 합금의 경우 (50 × 25 × 5 (mm3)) 두께의 판재로 구성되었으며, 화학적 조성을 Table 1에 나타내었고, 사용된 소재의 모식도 및 미세조직은 Fig. 1에 나타내었다.
2.2 실험 방법
2.2.1 레이저 용접 실험
레이저 용접 실험의 경우 Trumpf사의 Trudisk 5000 장비를 사용하였고, 레이저 장비의 경우 최대 5 kW까지의 연속 파워 출력을 제공한다. 매질의 경우 Yb:YAG를 사용하고, 1,030 nm의 적외선 영역의 파장을 사용하는 디스크 레이저 장비이다. 아르곤 보호가스를 용접 비드 정면에 15 L/min의 유량으로 직접 분사하여 bid on plate(BOP) 용접법을 통해 진행하였다. 레이저 용접 실험 진행과 관련된 모식도는 Fig. 2에 나타내었다. 조건의 경우 코어 빔 100% 조사 이후 링 빔 100%를 조사한 조건을 As-welded 조건으로 설정하였다. As-welded 조건 이후 730 ℃에서 120분 열처리 이후 공냉하는 MA를 진행한 조건을 MA 조건, As-welded 조건 이후 1,030 ℃에서 10분 열처리 이후 공냉하는 BA를 진행한 조건을 BA 조건으로 명칭하였다. 레이저 용접과 관련된 조건은 Table 2에 나타내었다. 또한 코어 빔과 링 빔의 입열량 단위 길이 당 에너지로 평가해 아래 공식을 통해 확인하였다.
Table 2
Parameters of laser welding in this study
| Laser condition | Laser power (W) | Scan speed (m/min) | Heat input (Joule/cm) | Ar Shielding gas (L/min) | |
|---|---|---|---|---|---|
| As welded | Core | 2,000 | 2.2 | 545.5 | 15 |
| Ring | 150 | 1.5 | 60.0 |
이때 입열량은 코어 빔의 경우 545.5 Joule/cm, 링 빔의 경우 60.0 Joule/cm임을 확인하였다.
선행 연구를 참고하여 코어 빔의 경우 P. Kovačócy et al., G. Li et al. 그리고 A. Akman et al.의 연구에서 2 kW 전후의 레이저 파워에서 결함이 적고 용접 품질이 우수한 것을 확인하여, 본 실험에서 코어 빔의 조건은 2 kW로 실험을 진행하였다20-22). 링 빔의 경우 A. T. Nunes et al.의 연구를 통해 25 ~ 100 Joule/cm 이하의 낮은 입열량 조건에서 표면 품질과 기계적 물성을 개선 시킨 것을 확인하였다. 실험 결과를 바탕으로 링 빔의 레이저 파워를 코어 빔 대비 낮은 150 W로 설정하였으며, 입열량 조건은 선행 연구 중간 값인 60 Joule/cm로 진행하였다23).
2.2.2 열처리 방법
2.2.3 분석 방법
레이저 용접을 진행한 시편의 경우 미세 구조 및 경도의 변화를 측정하기 위해 용접 방향의 세로 방향으로 절삭하였다. 절삭을 완료한 시편의 경우 마운팅을 진행한 이후, 3 ㎛의 다이아몬드 서스펜션 용액 및 0.04 ㎛의 콜로이달 실리카(colloidal silica) 용액을 통해 폴리싱하였다. 그 후 Kroll 용액 (H2O : HNO3 : HF = 85 : 10 : 5)으로 에칭하였다. 에칭을 진행한 이후 실체현미경(stereoscopic microscope), 광학 현미경(optical microscope, Olympus BX51M, OM) 및 주사전자 현미경(SEM, Inspect F, FEI, OR, USA)을 통해 2 mm 깊이에서의 각 영역의 모재(base metal, BM), 열영향부(heat affected zone, HAZ) 그리고 용융부(fusion zone, FZ) 영역에 대한 거시 및 미세조직을 관측하였다. 또한 추가적으로 덴드라이트 생성 및 열처리에 따른 잔류, 제거된 덴드라이트 영역에 대한 거시 및 미세 조직을 관측하였고 관측한 영역에 대한 모식도는 Fig. 3에 나타내었다.
2.2.4 비커스 경도 측정
비커스 경도 측정은 마이크로 비커스 경도 시험기 (HM- 210 B, Mitutoyo, Kawasaki, Japan)를 통해서 측정하였고, 레이저 용접 시편의 경우 용융부의 중심에서 모재까지 경도를 측정하였고, D.-H. Choi의 연구에서 동일한 두께의 용접 판재에 대한 경도 측정 시 시편 표면으로부터 2 mm 깊이에서 경도를 측정한 선행 연구를 바탕으로, 경도는 용접 시편의 2 mm 깊이에서 측정하였다26). 경도 측정 실험은 500 g의 하중 및 0.25 mm의 간격을 두고 20회 경도 측정을 진행하였다. 추가적으로 링 빔을 조사했을 때 나온 덴드라이트 조직 및 열처리를 통해 일부 및 전체 제거된 덴드라이트가 존재하던 영역의 경도 데이터는 0.1 mm의 간격을 두고 3회 측정하였다. 경도 측정과 관련된 모식도의 경우 Fig. 4에 나타내었다.
3. 실험 고찰
3.1 레이저 용접 실험
BOP 방식으로 용접한 시편의 단면을 실체현미경으로 관측한 사진은 Fig. 5에 나타내었다. 용접 시편의 비드를 확인한 결과 스패터(spatter)가 소량 발생한 것을 확인할 수 있었지만, 용융부 단면을 실체현미경을 통해 관측한 결과 기공 및 undercut과 같은 결함은 크게 관찰되지 않았다. 또한 BOP 방식의 용접을 진행해 Fig. 5(a), (b), (c)를 확인한 결과 모든 용접 시편에서 완전한 침투는 이루어지지 않고, 일부 영역에 용접이 이루어진 것을 확인할 수 있었다. 추가적으로 Fig. 5(a), (b)의 경우 실체현미경으로 확인했을 때 실제로 용접이 일어난 부위를 육안으로 관찰할 수 있었지만, Fig. 5(c)의 경우 열처리로 인해 전 영역이 같은 상을 가지기 때문에 육안으로는 식별이 어려웠다.
3.2 미세조직 관찰
미세조직을 광학 현미경 및 주사전자 현미경으로 관측한 사진은 Fig. 6, 7에 나타내었다. 주사전자현미경을 통한 관찰의 경우, 용접 특성상 용융부의 냉각속도가 빨라 미세조직이 조밀해지기 때문에 용융부, 열영향부, 모재 순으로 배율을 높게 설정하여 미세조직을 관측하였다. 광학 현미경 및 주사전자 현미경을 통해 확인했을 때 모재의 미세조직은 As welded, MA 조건 모두 Fig. 6(a), (d) 및 Fig. 7(a), (d)를 통해 equiaxed α + β 상을 가지는 것을 확인할 수 있었고, 열영향부를 확인 했을 때 As welded 조건의 열영향부의 미세조직은 Fig. 6(b)및 Fig. 7(b)를 통해 침상 α’-martensite, α 및 β 상을 확인할 수 있었지만, As welded 조건 이후 MA 조건의 경우 Fig. 6(e) 및 Fig.7(e)를 통해 Widmanstätten α + β 및 α상을 확인할 수 있었다. 용융부의 미세조직을 관측했을 때 As welded 조건의 경우 Fig. 6(e) 및 Fig. 7(e)를 통해 α’-martensite 조직과 일부 α상이 존재하는 것을 확인할 수 있었지만, As welded 조건 이후 MA 조건의 경우 Fig. 6(f) 및 Fig. 7(f)를 통해 확인한 결과 용융부에서 열영향부와 동일하게 Widmanstätten α + β 및 α상을 확인할 수 있었다. MA 조건이 As welded 조건과 미세조직에서 차이를 보이는 이유는 2상 영역 온도인 730 ℃에서 120분 동안 등온으로 유지하고 공냉을 진행한 MA로 인해 기존 용접시 용융부의 빠른 냉각속도로 인해 생성된 α’-martensite이 열처리 과정에서 2상 영역 온도대인 730 ℃ 온도대까지 가열 이후 냉각하는 과정에서 α’-martensite이 Widman- stätten α + β 및 α상으로 상변태 됐기 때문에 MA 조건이 As welded 조건과 미세조직에서 차이를 나타냄을 확인할 수 있었다. BA 조건의 경우 Fig. 6(g), (h), (i) 및 Fig. 7(g), (h), (i)을 통해 확인한 결과 전 영역에서 동일한 미세조직을 가짐을 확인할 수 있었고, 전 영역에서 미세조직은 Widmanstätten α + β 상, 일부 입계 및 판상 α 상을 나타내는 것을 확인할 수 있었다. 이러한 미세조직을 보이는 이유는 β 단상 영역 온도인 1,030 ℃에서 10분 동안 등온으로 유지하고 공냉을 진행한 BA로 인해 β 단상 영역 이상의 온도로 가열되는 과정에서 전 영역의 미세조직이 β 상으로 변태된 후 냉각되는 과정에서 동일한 미세조직으로 상이 변태 됐기 때문에 다음과 같은 미세조직을 확인할 수 있었다.
Fig. 6
Microstructure of specimens; (a - c) OM images of As welded condition (BM, HAZ and FZ) (d - f) OM images of MA condition (BM, HAZ and FZ) and (g - i) OM images of BA condition (BM, HAZ and FZ)
Fig. 7
Microstructure of specimens and dendrite structure by SEM; (a - c) SEM images of As welded condition (BM, HAZ and FZ), (d - f) SEM images of MA condition (BM, HAZ and FZ) and (g - i) SEM images of BA condition (BM, HAZ and FZ)
추가적으로 As welded 조건에서 링 빔 100%가 조사된 부위의 미세조직을 광학 현미경 및 주사전자 현미경을 통해 확인해봤을 때, 링 빔 100% 조사 영역에서 입열량이 매우 낮아 냉각 속도가 매우 빠르기 때문에 가지 모양의 구조를 가진 덴드라이트 조직이 형성된 것을 Fig. 8(a), (b), (c)를 통해 확인할 수 있었다. 이를 통해 용융 금속이 평형 응고점 이하로 온도가 내려가더라도 완전히 고체화되지 않고 액체 상태로 남아있게 되는 과냉이 일어났음을 확인할 수 있었다. 730 ℃에서 120분 동안 등온으로 유지하고 공냉하는 MA 조건의 경우 Fig. 8(d), (e), (f)를 확인했을 때, As welded 조건에 비해 덴드라이트 조직이 일부 제거된 것을 확인했지만 용융부 상부에서는 덴드라이트 조직이 완전히 제거되지 않고 일부 잔류하고 있는 것을 확인할 수 있었다. 1,030 ℃에서 10분 동안 등온으로 유지하고 공냉을 진행한 BA 조건의 경우 Fig. 8(g), (h), (i)를 확인했을 때, As welded 조건 및 MA 조건에서 나타났던 가지 모양의 덴드라이트 및 잔류 덴드라이트 조직이 완전히 제거된 것을 확인할 수 있었다. 각 조건의 덴드라이트 조직 및 잔류, 제거된 덴드라이트 조직을 광학 현미경 및 주사전자 현미경을 이용해 관측한 사진은 Fig. 8에 나타내었다.
Fig. 8
(remained, eliminated) Dendrite structure; (a - c) As welded condition (macrostructure, microstructure by OM and microstructure by SEM), (d - f) MA condition (macrostructure, microstructure by OM and microstructure by SEM) and (g - i) BA condition (macrostructure, microstructure by OM and microstructure by SEM)
3.3 경도 측정 실험
조건에 따른 경도 시험결과 및 덴드라이트 및 잔류, 제거 덴드라이트 영역의 평균 경도값을 Fig. 9에 나타내었으며, 덴드라이트 조직 및 덴드라이트 조직의 잔류 및 제거가 일어난 영역의 경우 3회 측정하여 경도 시험결과의 평균을 나타내었다. 용접 시편의 경우 모든 조건에서 용융부의 경도 값이 가장 높은 값을 가지는 것을 확인할 수 있었고, 열영향부를 거쳐 모재로 갈수록 경도 값이 감소하는 경향을 확인할 수 있었다. MA, BA 조건의 경우 2 mm 깊이에서 As welded 조건보다 용융부의 경도값이 낮은 것을 확인할 수 있고, BA 조건의 경우 모재의 상이 Widmanstätten α + β 상이므로 As welded, MA 조건의 모재의 상인 equiaxed α + β 상에 비해 경도값이 높게 측정된 것을 확인할 수 있었다. As welded 조건의 덴드라이트만 따로 3회 측정한 경우의 평균 경도 값은 698.4 Hv로 용융부, 열영향부 및 모재와 비교했을 때 매우 큰 경도 값을 나타내는 것을 확인할 수 있었고, MA 조건의 잔류 덴드라이트 영역의 평균 경도 값은 664.8 Hv로 As welded 조건에 비해 약 5%의 경도값이 감소한 것을 확인할 수 있었다. BA 조건의 덴드라이트 제거 영역의 평균 경도 값은 601.1 Hv로 As welded 조건에 비해 약 14%의 경도값이 감소한 것을 확인할 수 있었다.
4. 결 론
Ti-6Al-4V 합금의 레이저 용접 실험 및 열처리 실험에서 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.
1) 미세조직 분석 결과, BA 조건에서는 전 영역에서 Widmanstätten α + β 상이 나타나고 일부 입계 α 상 및 판상 α 상이 나타났다. As welded 조건의 경우 용융부에서 α’-martensite 조직과 일부 α상이 나타났고, 열영향부의 경우 α’-martensite, α 및 β 상을 확인할 수 있었다. MA 조건의 경우 용융부와 열영향부에서 모두 Widmanstätten α + β 상을 확인할 수 있었고 As welded, MA 조건의 모재는 equiaxed α + β 상을 확인할 수 있었다.
2) 미소 경도 측정 결과, 모든 조건에서 용융부의 경도가 가장 높았고 열영향부를 거쳐 모재로 갈수록 경도가 감소하는 경향을 보였다. 특히 MA 조건과 BA 조건에서 용융부의 경도가 As welded 조건보다 낮았으며, BA 조건의 경우 모재의 Widmanstätten α + β 상이 As welded, MA 조건의 모재의 상인 equiaxed α + β 상에 비해 높은 경도값을 나타냈다.
3) 잔류 및 제거된 덴드라이트 영역의 평균 경도 값을 통해 As welded 조건에서는 덴드라이트 조직이 평균 698.4 Hv의 높은 경도 값을 나타냈으며, MA 조건에서는 평균 664.8 Hv로 약 5% 감소하였다. BA 조건에서는 덴드라이트 조직이 완전히 제거되어 평균 601.1 Hv로 As welded 조건에 비해 약 14% 감소한 것으로 나타났다.
4) BA 조건은 용융부, 열영향부 및 모재의 미세조직과 기계적 특성 측면에서 가장 균일하고 안정적인 결과를 나타냈으며, 덴드라이트 조직의 완전한 제거와 적정한 경도 값을 통해 MA 조건에 비해 기계적 물성과 시간적 효율성에서 모두 우수한 열처리인 방식임을 확인할 수 있었다. 이를 통해 덴드라이트 조직 제거에 가장 적합한 열처리 방식은 BA임을 확인할 수 있었다.
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