A Study of TIG Welds of Small Diameter STS 316L Tubes

은혜 박; 병록 장

doi:10.5781/JWJ.2024.42.6.13

Abstract

Autogenous GTA circumferential butt joint welds were conducted on fluid distribution system components with diameters of 1/2 and 1/4 inches. The welds demonstrated excellent surface quality, although variations in microstructure were observed depending on the weld position. The 316L stainless steel base material, subjected to bright annealing and electrical polishing, exhibited a stable austenitic microstructure. The weld metal exhibited proper solidification structure and heat-affected zone (HAZ) formation, characterized by both columnar and equiaxed grain zones. In the HAZ, no significant microstructural changes were observed, which can be attributed to the effects of localized melting, rapid cooling, and the inherent properties of the austenitic microstructure. Thermal flow analysis was effectively utilized in the tube automatic welding process, playing a crucial role in predicting the weldability and overall quality of the welds. The weld metal consisted of columnar and equiaxed zones, with approximate widths of 2.3 mm and 1.8 mm, respectively. These results indicate that thermal flow analysis is an essential tool for predicting welding outcomes, including solidification structure and HAZ formation, which is vital for ensuring high-quality welds and predicting weld performance.

Key words: STS316L, GTAW, Microstructure, Heat effected zone, EBSD

1. 서 론

반도체공정에서 사용되는 스테인리스강 316L은 공정가스 등의 유체 배관에 사용되는 대표적인 소재이며, GTAW는 스테인리스강 316L 튜브에 필수적인 제조공정이라고 할 수 있다. 스테인리스강 316L 튜브는 철강회사에 2인치로 압출한 소재에서 시작하여 필거와 인발장비와 광휘소둔을¹^,²⁾ 유효하게 조합하여 1인치, 1/2인치, ⅜인치, 등의 외경을 갖는 튜브를 생산한다. 최종 제품 튜브는 통상적으로 인발후 광휘소둔(Bright Annealing, BA)하여 내부의 건전성을 확보하기 위하여 EP (Electric Polishing) 공정에서 초경면을 갖는 튜브로 제품화되어 반도체 공정에 적합한 수준이 된다³⁾.

반도체 생산공정의 유체배관은 Autogenous GTA circumferential butt joint welds 방식의 용접을 통해 구현되며, 일반적으로 스테인리스강 튜브용접은 텅스텐 팁(tip)이 회전하는 방식과 고정방식의 2가지 공법이 있는데 현장의 상황이나 제품의 형태에 따라 달리 적용되고 있다⁴⁾. 텅스텐 팁이 회전하는 방식은 이미 상용화되어 널리 활용되고 있으나 GTAW 공정 중의 온도 변화 및 미세조직의 변화를 유한요소법해석과 함께 밝힌 연구는 많지 않다고 하겠다.

따라서 본 연구에서는 BA와 EP 처리된 상용 스테인리스강 316L을 TIG(Tungsten Inert Gas) 자동 용접을 수행하여 열전달 해석을 통한 온도 분포와 용접부의 조직 변화를 비교 분석하고자 한다.

2. 연구 방법

본 연구에서 사용된 장비는 M200 오비탈 용접기를 사용하였고, 실험재료로 사용된 스테인리스강 316L 튜브는 BA와 EP 처리를 통해 전처리한 1/2인치 EP 튜브로 외경(OD)이 12.70 mm, 내경(ID)은 10.69mm이고, 1/4인치 EP 튜브는 외경이 6.35mm, 내경은 4.40mm인 소재를 선택했다. TiG 용접조건을 1/2인치, 1/4인치 두 튜브에 서로 다른 전류와 전압을 설정하여 자동 TiG 용접을 수행하고, 용접부의 조직 변화를 비교할 수 있도록 설정한 후, 용접부와 열영향부(HAZ)의 미세조직을 분석하기 위해 광학현미경(OM)과 EBSD을 사용하였으며, 이를 통해 결정립 크기와 상변화 그리고 결정립 형태를 관찰하여 용접부와 HAZ의 경도 변화를 측정하였다⁵⁾.

2.1 용접 조건

용접은 Fig. 1(a)와 같이 1/2인치 및 1/4인치 EP 튜브에 0°, 90°, 180°, 270° 파이프 위치를 4개의 구간으로 나누어 진행되었으며, 각 구간마다 고전류 설정을 조금 다르게 적용하였다. 각 구간의 용접조건으로는 고전류 설정, 평균 전류, 펄스 사이클 주기, 용접 시간 및 속도 등을 기준으로 상용조건을 고려한 것이며, 용접조건은 Table 1과 같이 1구간은 41A로 고전류 설정 (High Current Ampere)하고, 평균 전류 23.1A, 용접 시간 6초로 진행하였으며, 2구간은 고전류 설정 37A, 평균 전류 21.6A, 용접 시간 6초, 3구간은 고전류 설정 39A, 평균 전류 22.4A, 용접 시간 6초, 4구간은 고전류 설정 40A, 평균 전류 22.7A, 용접 시간 7초로 설정하였으며, 1/4인치는 Table 1과 같이 1/2인치와 같은 방식으로 값을 각각 설정하여 동일한 실험을 실시하였다.

Fig. 1

Shows (a) the welding sequence, (b) test specimens, and (c) a comparison of autogenous GTA circumferential butt joint welding and simulation for 1/2 and 1/4 inch SUS 316L tubes

Table 1

Welding parameters of ½, ¼ inch autogenous GTA circumferential butt joint welding

NO.	High current A		Low current A		Voltage V		Pulse cycle sec^-1		Welding time sec		Avg. current A
dia.	1/2	1/4	1/2	1/4	1/2	1/4	1/2	1/4	1/2	1/4	1/2	1/4
1	41.0	41.0	13.0	12.3	7.6	7.9	3.5	4.0	6.0	3.0	23.1	21.0
2	37.0	34.3	13.0	11.0	7.7	8.0	3.5	4.0	6.0	3.0	21.6	18.1
3	39.0	39.9	13.0	7.5	7.2	7.9	3.5	4.0	6.0	3.0	22.4	17.2
4	40.0	38.3	13.0	7.4	7.0	7.8	3.5	4.0	7.0	6.0	22.7	16.7

저전류 설정 (Low Current)은 1/2인치 전 구간 13A로 모든 구간에서 동일하게 설정하였으며, 저전류는 용접의 시작과 끝부분과 고전류와 전환 시에 적용되어, 열 영향을 최소화하고 용접 비드의 균일성을 확보하여 열 영향을 줄이고 표면 품질을 개선하는 데 중요한 역할을 한다⁶^,⁷⁾. 펄스 사이클 (Pulse Cycle)에서 펄스 사이클 주기는 3.5/sec으로 설정되어, 고전류와 저전류가 주기적으로 교차하며 용접부에 고른 열 분포를 유지할 수 있도록 하였으며, 펄스 사이클을 사용함으로써 용접 비드의 균일성을 확보하고, 과도한 열 축적을 방지하였다, 평균 전류 (Average Current)값은, 1구간 평균 전류 23.1A, 2구간 평균 전류 21.6A, 3구간 평균 전류 22.4A, 4구간 평균 전류 22.7A로 평균 전류는 각 구간에서 고전류와 저전류의 조합을 통해 계산되어, 용접 품질을 최적화하기 위한 기준으로 사용되었고, 평균 전류는 용접 깊이와 품질을 제어하는 중요한 변수로 작용하였으며, 용접의 균일성과 깊이를 조절하는 데 중요한 역할을 하였다. 용접 시간 및 속도 (Welding Time and Speed)로는 1구간 6초, 2구간 6초, 3구간 6초, 4구간 7초로 각 구간에서 용접 시간은 고전류 및 저전류의 설정에 맞추어 6초 또는 7초로 설정되었으며, 용접 시간은 용접 깊이와 품질을 최적화하는 데 중요한 요소로, 각 구간에서 일정한 품질을 유지할 수 있도록 조정되었고, 용접 속도는 2.5 rpm으로 설정하여 일정한 용접 속도로 용접 비드의 깊이와 형태를 유지하는 데 기여하고자 하였다. 1/4인치도 1/2인치와 마찬가지로 Table 1과 같이 각각의 data를 통해 진행하였다.

용접을 수행하기 위한 보호가스로는 비활성 가스인 아르곤을 선택하였으며, 이는 용접 중 발생할 수 있는 산소와의 반응을 차단하여, 용접 금속의 품질을 유지하는 데 기여하고 이러한 최적화된 아르곤 가스 유량 조절은 산화 방지 효과를 극대화한다.

2.2 열유동 해석

용접부를 대상으로 유한요소법(Finite Element Method, FEM)을 활용하여 열적 분포와 거동을 분석하기 위해 Comsol Multiphysics 상용 소프트웨어를 사용하여 시뮬레이션을 수행하고, 실제 용접조건에 가까운 경계조건을 설정함으로써 해석의 정확도를 높이고자 하였다. 용접과정에서 발생하는 국부적인 열 하중이 HAZ부에 미치는 영향은 모델링 위해 시간에 따른 온도 분포 및 열전달 모델 Goldak 이론을 적용하였으며, 이는 용접의 고온 환경에서 재료의 열적 거동을 실제 조건에 가깝게 반영한 것이다. 입열량은 실험 데이터를 기반으로 용접 전압, 용접 전류, 그리고 용접 효율을 활용하여 식 (1)을 통해 계산하였다. 3D Goldak모델은 용접 열원 모델 중 하나로서, 이중 타원체(double ellipsoid) 형태를 사용해 전극의 앞뒤 열 분포 차이를 반영하는 모델로, 전극 앞쪽에서는 열이 국소적으로 집중되고 빠르게 냉각되며, 뒤쪽에서는 열이 더 넓게 퍼지며 서서히 냉각되어, 비대칭 형상을 보이는데, 이는 가우시안분포를 따르는 열원 및 열원의 이동을 식 (2), (3)를 통해 용접 중 열 분포를 예측하는데 사용되었다⁶⁾. 열원 분포는 전방과 후방의 길이에 따라 열원 분포가 차이 나며 길이 비율을 2:1로 설정하여 모델링을 진행하였다. 열 분포 비율은 Goldak 모델의 열원 분포 식 (4)를 통해 구하였다. 사용된 재료인 316L의 융점(1375~1400℃) 중 1375℃ 에서의 온도 결과를 실험값과 비교하여 Fig. 1과 같이 모델을 최적화하였다.

Heat Input(J/m)

(1)

Q=η ⋅ V ⋅ I

전방열원

(2)

Qf(x,y,z)=63ffQππcbafexp(−3(x−rcosvt)2(af)2−3(y−rsinvt)2b2−3z2c2)

후방열원

(3)

Qr(x,y,z)=63frQππcbarexp(−3(x−rcosvt)2(ar)2−3(y−rsinvt)2b2−3z2c2)

전방 열원분포 및 열원분포

(4)

fr=(2arar+af), fc+fr=2

해석은 transient 방식으로 수행하였으며, 접합면의 구현을 위해 전부위 설계를 통해 진행하였다. 이를 통해 실제 용접조건을 재현하고 모델의 신뢰성을 확보하였다. 총 입열량은 용접 효율을 변경하여 최적화하였으며, 변수 설정의 세부 내용은 Table 2와 같이 적용하였다.

Table 2

The welding parameters of ½ and ¼ inch autogenous GTA circumferential butt joints

Parameter		Value		Description
dia.(inch)		1/2	1/4	Description
r	m	0.00635	0.00318	Radius
b	m	0.0025	0.0021	Goldak ellipsoid width
c	m	0.0018	0.0014	Goldak ellipsoid depth
a_r	m	0.004	0.002	Goldak ellipsoid rear length,
a_f	m	0.002	0.001	Goldak ellipsoid front length
v	rads/s	0.2618	0.1309	Welding Speed
h	W/mm²	0.005	0.005	Convection coefficient

용접 부위의 특수성을 반영하여 Comsol Multiphysics에서 메쉬를 설정하였다. 용접 부위는 고온 집중이 발생하는 영역으로, 이러한 물리적 특성을 정확히 모델링하기 위해 메쉬의 밀도를 매우 높게 설정하였다. 메쉬 설정 과정에서는 별도의 기능 조정을 사용하지 않고, 용접 부위의 메쉬 밀도를 최대한 세밀하게 조정하였다. 고온 구배가 발생하는 용접 부위의 특성을 정밀하게 해석하기 위해 일반 영역보다 메쉬 밀도를 훨씬 세밀하게 설정하였다.

3. 결과 및 고찰

BA와 EP 처리된 상용 스테인리스강 316L을 TIG (Tungsten Inert Gas) 자동 용접을 수행하여 육안과 저배율로 관찰한 결과 균일한 비드를 형성하고 완료단계 360°에서 전압을 낮추면서 마무리가 유효하게 이루어진 것을 확인할 수 있었다. 그 결과 1/2 인치가 1/4인치보다 상대적으로 양호하며, 1/4인치의 경우 비드 형상 및 마무리 단계가 다소 덜 안정적임을 볼 수 있었다. 한편 용접은 SEMI F81-0611 의 요구조건 rejectable profile defects 인 undercut, center line shrinkage, ID concavity가 존재하지 않았으며, 또한 SEMI F81-0611 7.1.1~7.1.17에 요구조건⁸⁾에 적합하였으나, 용접조건에 따라 용접부 폭과 비드가 규정 범위 안에서 다소 차이가 나는 것을 확인할 수 있었는데 이는 전류 및 중력의 영향이라고 여겨지며, 이에 대한 추가 연구도 필요하다고 생각된다.

Fig. 1의 EP 316L Tube 모재 용접부를 비선형 과도 열 해석으로 수행하여 용접 공정 중 전역에 온도 분포를 얻었고, 이 온도 분포 결과를 Fig. 2과 Fig. 3에 나타내었다. Comsol Multiphysics를 활용하여 두께가 1/2인치와 1/4인치인 용접 부위의 열원 분포를 분석하여, 표면온도 surface temperature, isosurface 기능을 이용해 900°C에서 1300°C 까지의 등온선을 50°C 간격으로 설정하고 온도 분포를 시각적으로 표현하였으며, 내부 온도는 최대 약 1400°C 이상 상승하는 것으로 나타났다⁷⁾. 1/4인치 두께에서는 용접 속도가 1/2인치 대비 2배로 증가하여 열 확산과 온도 변화가 더 빠르게 발생하였고, 이를 반영해 Fig. 2의 b와 c는 18초에서(1/2인치), Fig. 3의 b와 c는 9초(1/4인치)에서 각각 해석을 진행한 것이다. 이는 Goldak 열원 모델을 적용하여 용접 부위의 열원이 타원형으로 분포하는 특성을 구현한 것으로, 열원의 전방과 후방에서의 온도 구배를 Fig. 2, Fig. 3 와 같이 잘 표현해 주고 있다¹⁾. 여기서 Fig. 2, Fig. 3의 d는 이 실험의 가장 중요한 용접부위의 열 이력을 자세히 나타내고 있는데, Table 1과 같이 4등분으로 용접이 진행되는 부분에서, 1구간은 다소 낮게 나오지만 1구간의 이력으로 2구간부터는 용접하는 동안에 예열효과를 포함한 입열량에 따라 3구간, 4구간, 1구간의 열 이력이 다르게 나타내고 있는 것을 확인할 수 있었으며, 열유동해석으로 튜브자동 용접을 유효하게 해석할 수 있었다. 특히 펄스전류를 섬세하게 정의한다면 더욱 용접성과 품질을 예측하는데 중요한 역할이 기대된다.

Fig. 2

Simulation results of heat flow in a 1/2 inch tube weld: mesh (a), surface temperature (b) and isosurface temperature (c) at 18 seconds after welding start, and thermal history at each position (d)

Fig. 3

Simulation results of heat flow in a 1/4 inch tube weld: mesh (a), surface temperature (b) and isosurface temperature (c) at 9 seconds after welding start, and thermal history at each position (d)

BA-EP 처리된 스테인리스강 316L의 TiG 용접부에서는 Fig. 4~6 과 같이 비교적 큰 결정립 구조가 관찰되었고 BA 처리로 인해 소재 내부에 변형 이력이 소멸하고 균일한 조직이 형성되었으나, 일반적으로 고온의 용접에서 열에 의해 HAZ 및 용접부에서 결정립이 성장하는 경향이 나타내는 것과 달리 HAZ 부의 결정립은 큰 변화를 관찰하기 어려웠다⁸^,⁹⁾. 이는 열전달 시뮬레이션 결과에서 보듯이 0.7 T_mp 이상의 온도에서 2 sec 미만은 유지되어 안정적인 오스테나이트 결정립이 성장할 수 없었던 것으로 판단된다. 또한 퍼지가스의 냉각과 산화방지로 HAZ 열흔적도 관찰하기 어려웠다¹⁰⁾. Fig. 4는 1/2인치 용접의 90°간격으로 EBSD IQ MAP으로 관찰한 결과 용접금속의 조성과 두께가 본 모재보다 균일하게 분포되었는지를 확인할 수 있었으며, 용접부의 비드는 모재보다 두꺼웠으며, 모재는 변형되지 않고 원래의 두께를 유지하였으며, 용융부내에서 온도 분포에 따라 용융금속에서 용융부 중심으로 주상정 구역이 발달하였으며, 용융부 중심부에는 등축정 구역이 형성되었다¹¹⁾. 또한 Fig. 5 inverse pole figure는 오스테나이트 [001] 방향에서 관찰한 것으로서 모재 및 용융부 모두 (001), (101), (111)면이 고르게 분포함을 보여주고 있다. 이것은 BA 모재는 전형적인 재결정 조직을 그대로 유지하고 있으며, 용융부는 응고 온도 분포도에 따라 바깥에서 HAZ 안으로 주상정 결정립이 생성되는 것을 알 수 있다⁹⁾. 일반적으로 관찰되는 HAZ 부는 빠른 응고속도로 관찰하기 어려웠다. Fig. 6은 Grain Boundary Map으로서 용접부 전체에 Grain size 분포를 나타내고 있는데 모재부는 40㎛ 내외로 안정적인 형태를 나타내고 있으며, 용융부에서는 270㎛, 260㎛, 240㎛ 수준으로 일반 모재보다 상대적으로 조대하게 나타났다¹¹⁾. 1/4인치에서 EBSD 관찰 결과는 figure를 별도로 나타내지 않았지만, 용접부의 두께 균일도 및 모재의 변형은 관찰할 수 없었으며, 용접부의 용융부 폭이 좁고 비드 높이가 모재와 거의 같은 높이로 평평하였다.

Fig. 4

EBSD IQ MAP showing the welds of a 1/2 inch GTAW tube at 90-degree intervals

Fig. 5

EBSD inverse pole figure [001] maps in the welds of a 1/2 inch GTAW tube at 90-degree intervals

Fig. 6

Grain boundary map of the welds of a 1/2 inch GTAW tube at 90-degree intervals

용접부의 기계적 성질을 관찰하기 위해서 용접비드, 열영향구역(HAZ), 모재 부분을 비커스 경도 (Vickers hardness)로 측정하여 그 분포를 Fig. 7에 1/2인치 및 1/4인치를 함께 나타내었다¹⁰⁾.

Fig. 7

Hardness profile of autogeneous GTA weldments of STS 316L at top locations of A1. A2, B1,and B2 position

1/2인치(A1, A2)의 모재부의 경도는 150HV 내외 수준으로 안정적인 BA 수준을 나타내고 있으며, HAZ부로 보이는 구역에서 경도가 190~210HV, 용융 중심부는 다시 150HV 내외 수준으로 나타났다. 이러한 경향은 1/4인치 B1, B2도 유사한 경향을 나타내었다. 특이한 점은 주상정 시작부 근처에서 경도가 높게 나타난 것이다. 이는 앞선 EBSD분석에서 용융부가 오스테나이트로 균일해 보이는 것과 상반되는 것이다. 용용부(WM)는 주상정과 등축정으로 이루어졌으며¹²⁾ 그 폭은 각각 2.3mm, 1.8mm 수준이었다.

1/2인치 HAZ의 OM과 EDS 분석결과를 Fig. 8에 나타내었다. 용융부 응고 초기부분의 오스테나이트 주상정 조직(columnar zone) 사이에 작은 부분을 관찰한 결과 오스테나이트가 아닌 δ-ferrite 로 확인되었다. Schaeffler Diagram 및 DeLong Digram의 Cr_eq/Ni_eq비가 각 1.48, 1.34 으로 Cr_eq/Ni_eq>1.5 인 경우 냉각시 δ-ferrite 형성 가능성이 높고 Cr_eq/Ni_eq≈1 인 경우는 오스테나이트가 주로 형성되는데, 다소 조건에는 부족하지만 δ-ferrite의 생성 가능성을 유추할 수 있다. 이러한 결과는 EBSD 에서 오스테나이트 inverse pole figure 부분만 관찰하여서 δ-ferrite의 존재를 간과한 것이다. 또한 경도관찰에서 용융응고 초기의 부위에서 경도가 높게 나온 것도 이 δ-ferrite 조직과 관계가 있음을 확인할 수 있었다.

Fig. 8

EDS analysis of the solidification start region in a 1/2-inch OM image (a) revealed the presence of δ-ferrite (b)

4. 결 론

BA와 EP 처리한 스테인리스강 316L의 Autogenous GTA circumferential butt joint 자동 용접을 수행하여 열유동 해석과 용접부의 조직 변화를 비교 분석한 결과 다음과 같은 결론을 얻었다.

1) 용접형상은 위치별로 응고조직과 열영향부 적절하게 형성되었으며, 주상정 구역과 등축정 구역을 확인 할 수 있었으며, 열영향부는 국소 용융 및 급속 냉각 효과와 오스테나이트 조직의 특성으로 거의 확인할 수 없었다.
2) 열유동해석으로 튜브자동 용접을 유효하게 해석할 수 있었으며, 이를 통해 다른 조건에서의 용접성과 품질을 예측하는데 중요한 역할이 기대된다.
3) 용용부(WM)는 주상정과 등축정으로 이루어졌으며 폭은 1/2인치, 1/4인치 각각 2.3mm, 1.8mm 수준이었다.
4) 응고 초기 부분의 상대적으로 높은 경도를 나타내는 것은 δ-ferrite 존재로 그 근거를 찾을 수 있었다.