1. 서 론
지구온난화 문제로 환경 규제가 강화됨에 따라 연비 향상를 위한 다양한 방안이 제시되고 있다. 특히 차량 중량의 30% 이상을 차지하는 차체를 상대적 고강도 소재인 고강도강 또는 초고강도강으로 대체하거나, 알루미늄, 탄소 섬유 강화 플라스틱(carbon fiber reinforced plastic, CFRP) 등과 같은 경량 소재를 적용하여 이종 소재 조합을 통한 경량화가 진행되는 추세이다1,2). 차체 조립에 저항 용접이 다른 용접 공정보다 높은 비율을 차지하는데, CFRP의 경우 용융 용접이 적용되는 경우 기화되어 비산하는 문제가 있어, 고강도강과 CFRP의 이종 접합에는 주로 기계적 체결이 적용되고 있다. 셀프 피어싱 리벳(Self-piercing riveting, SPR)은 리벳이 소재를 관통하여 기계적 체결력을 형성시키는 접합방식3)으로 저항 용접과 유사하게 짧은 공정시간이 소요되며, 접합 비용이 비교적 저렴하고, 모재 열변형이 발생되지 않는다. 이러한 특성으로 인해 저항 용접 대비 우수한 충돌 강도4)와 피로 특성5)을 보유할 수 있어 저항용접의 대안으로 채택되고 있다.
대상 소재의 물성은 SPR 접합부의 기계적 물성6) 뿐만 아니라 충격4), 부식7)과 같은 특성에도 영향을 미친다8). 특히, 초고강도강의 높은 강도(경도) 및 낮은 연신율로 인해 리벳이 충분히 관통하지 못하거나, 리벳의 파손, 또는 인터락 형성이 충분히 발생하지 않을 수 있다. Abe et al.9)과 Mori et al.10,11) 은 440과 550 MPa 강재는 안정적으로 SPR을 수행하는 것이 가능하였으나, 980 MPa 강재를 적용한 이종 접합 SPR에서는 리벳 다리의 압축 변형으로 인해 일반적인 리벳으로는 진행이 어렵다고 보고하였다. Du et al.12)은 780 MPa급 강재와 알루미늄을 성공적으로 SPR 접합하였으며, 더 나아가 피로 거동을 분석하였다. 이를 통해 강성이 우수한 고강도 강재를 대상으로 일반적인 리벳을 활용하여 SPR을 수행하기 위해서는 강재를 SPR 체결이 가능한 780 MPa 대역까지 열연화를 시킬 필요가 있다는 결론을 도출하였다. 고강도강에 SPR을 수행하기 위한 다양한 시도가 진행되고 있으며, 리벳 소재 변경, 리벳 열처리를 비롯하여, 리벳과 다이 형상 최적화 연구 또한 진행된 바 있다9,10,13,14).
부재의 연성 및 성형성을 확보하기 위해 보조적인 처리를 하는 다양한 연구가 존재한다. Cheng et al.은 리벳의 손상을 방지하고자 고강성 소재에 구멍을 뚫어 SPR 체결을 시도하고, 기계적 물성 및 파단 거동에 미치는 영향을 고찰하였다. Jin et al.15)은 전자기력을 이용하여 초고강도 강의 접합을 시도하였으며, 지그 형상과 리벳 샹크의 거동을 변경하는 방식으로 인터락을 확보하고자 하였다. Yarcu et al.16)은 주조 알루미늄 합금에 연성을 부여하고자 추가 열처리를 수행하여, 클린칭 접합부에서의 균열 발생을 줄일 수 있음을 입증하였다. Liu et al.17)은 클린칭 접합부의 정적 강도를 개선하기 위해 접합부에 화염을 이용하여 국부 열처리를 수행하였으며, 실험결과 이음부의 인장-전단 강도가 60% 이상 증가하고 피로수명이 연장되었다고 보고하였다. Zhuang et al.18)은 CFRP와 알루미늄의 이종 접합을 위해 온간 (25-125℃) SPR 공정을 제안하였으며, 이를 통해 CFRP의 층간 박리와 같은 파손 없이 체결할 수 있다고 언급하였다. Deng et al.3)은 980 MPa 강재와 알루미늄의 이종 접합을 위해, 유도 가열 장치를 사용하여 인터락을 증가시키고, 전단 강도를 24% 향상할 수 있었다고 보고하였다.
실험에 사용하는 DP 1180 강재는 열연화가 가능한 마르텐사이트 조직이 혼재되어 있어, 열연화를 통해 개질하여 SPR 접합강도를 확보하고 결함형성을 방지하고자 하였다. 레이저 출력 및 조사 시간을 변화시키어 SPR 공정이 가능한 조건을 도출하고자 하였다. 또한 이렇게 제조된 시험편을 활용하여 SPR을 수행하고 단면을 분석하여 SPR이 적절히 수행되었는지 검토하였다.
2. 실험 방법
실험을 위해 1.6 mm 두께의 SPFC 1180 DP(이하 DP)와 1.3 mm 두께의 탄소 섬유 강화 플라스틱(Carbon fiber reinforced plastic, CFRP)을 준비하였다. 소재는 폭 30 mm, 길이 100 mm으로 절단하여 준비하였으며, 겹침 길이가 30 mm가 되도록 Fig. 1(a)와 같이 배치하였다.
Fig. 1
Schematic of (a) joint configuration, (b) C-type rivet, and (c) FM-type die geometry (L indicates rivet leg length, α represents die angle, and d infers die depth)
셀프 피어싱 리벳팅(Self-piercing riveting, SPR)은 최대 78 kN까지 가압이 가능한 Böllhoff 社의 RIVEST Gen2 유압 장비를 사용하였다. 사용한 리벳은 C-type 형상으로, 단면 형상을 Fig. 1(b)에 나타내었다. 헤드 직경은 7.8 mm이며 리벳 다리의 직경은 5.3 mm이다. 리벳의 길이는 사용된 소재의 두께(DP+CFRP)를 고려하여 선정하였다. 두 소재의 합이 2.9 mm이기 때문에, 플레어링(flaring)을 고려하여 리벳 길이(L)가 5.0 mm와 4.5 mm인 리벳을 채택하였다. 사용한 다이의 단면 형상을 Fig. 1(c)에 나타내었다. 다이는 내측 벽면의 기울기(α)가 0°와 5°이고, 깊이(d)가 1.5 mm와 1.8 mm인 바닥면이 평평한 2개의 FM-type이다. 해당 논문에서는 다이 내벽 기울기가 0°이고, 깊이가 1.5 mm인 다이를 FMα0d15으로, 내벽 기울기가 5°이고, 깊이가 1.8 mm인 다이를 FMα5d18으로 지칭하였다. 사용된 리벳과 지그를 Table 1에 정리하여 나타내었다.
Table 1
Details of applied rivet and die
| Parameters | Details |
|---|---|
| Rivet type | C-type |
| Rivet diameter | 5.3 mm |
| Rivet length (L) | 4.5 mm, 5.0 mm |
| Die type | FM type |
| Die angle (α) | 0°, 5° |
| Die depth (d) | 1.5 mm, 1.8 mm |
DP 1180의 경도를 원하는 목표치까지 연화시켜 접합 품질을 향상시키고자 레이저 보조 열처리 공정변수에 따른 물성을 평가하고자 하였다. 실험은 디스크레이저(TruDisk 3002, Trumpf GmBH)와 스캐너(PFO33, Trumpf GmBH)를 사용하여 진행되었으며, 리벳이 체결될 수 있는 충분한 면적을 확보하기 위하여 레이저 조사 위치를 정초점(450 mm)이 아닌 1000 mm로 조정하였다(Fig. 2).
레이저 보조 열처리를 통해 고강도강의 경도를 원하는 목표치까지 감소시켜 접합 품질 향상시키고자, 레이저 출력 및 조사 시간 변수로 채택하였다. 레이저 보조 열처리 실험 조건을 Table 2에 나타내었다. 열처리부의 온도 이력을 확인하고자 레이저 빔 조사부의 이면에 써모커플을 설치하였다. 온도는 NI 모듈을 활용하여 기록되었으며, Fig. 2에 나타낸 것과 같이 중심으로부터 2 mm 간격으로 4점(0, 2, 4, 6 mm)에서 동시 측정하였다.
Table 2
Variables of laser thermal treatment conditions
| Parameter | Details [unit] |
|---|---|
| Laser power | 1.5, 2.0, 2.5, 3.0 [kW] |
| Laser irradiation time | 2, 3, 4 [s] |
레이저 보조 열처리는 전도열을 이용하는 방법으로 에너지가 표면으로 전달되기 때문에 상면이 하면보다 좁게 열영향부가 형성된다. SPR 접합이 이루어질 때, 리벳 다리가 상판 시트를 관통하며 바깥쪽으로 벌어지는데(플레어링), 이러한 리벳의 체결 거동을 고려하여 넓은 열영향부를 활용하고자 Fig. 3과 같은 순서로 접합을 진행하였다. 강재 표면에 열처리를 진행한 후(1 step), 상/하 회전시켜 열처리부를 바닥으로 놓는다(2 step). 강재 위에 CFRP를 겹치어 배치시킨 후(3 step), SPR을 진행한다(4 step). SPR은 최적화된 열처리 시료를 대상으로 수행하였으며, 외관 품질과 접합 강도를 비교 분석하였다.
열처리한 강재를 대상으로 미세조직을 관찰하기 위한 단면분석을 실행하였다. 채취된 시료는 연마 후 3% Nital 용액을 사용하여 에칭하였으며, 주사전사현미경을 활용하여 관찰하였다. 또한 레이저 보조 열처리 변수에 따른 경도 분포를 측정하여 리벳이 체결되는 위치에서 충분히 열연화가 이루어졌는지 파악하고자 하였다. 경도 측정은 레이저가 조사된 표면이 아닌 이면에서 수행하였으며, 0.4 mm 떨어진 위치를 1 mm 간격으로 가압력 300 gf, 유지시간 10 s로 설정하여 측정하였다.
3. 실험 결과 및 고찰
3.1 변수에 따른 레이저 보조 열처리부 특성 분석
레이저 출력과 조사 시간은 비드 표면의 형상 및 조직형성에 영향을 미친다. Fig. 4에 출력 및 조사 시간에 따른 표면 및 이면의 외관 사진을 나타내었다. 출력과 조사 시간이 증가함에 따라 열흔 크기가 증가하는 경향이 나타났으며, 에너지 밀도가 높은 중심영역에서는 일부 용융된 흔적이 확인되었다. 조사 시간이 3 s으로 동일하지만, 시료 표면의 용융이 레이저 출력이 2.5 kW, 3.0 kW 조건에서 관찰되었던 반면, 시료 이면에서는 3.0 kW 조건에서만 확인되었다. 조사 시간이 4 s인 경우에는 레이저 출력 1.5 kW를 제외한 모든 조건에서 표면과 이면이 용융되었다.
실험변수(출력, 조사 시간) 뿐만 아니라 중심으로부터 떨어진 거리에 따라 최대 가열 온도가 다르게 나타남을 Fig. 5을 통해 확인할 수 있다. 마르텐사이트 또는 베이나이트와 같은 상이 페라이트로 변태하기 위해서는 A1(약 600 ℃) 이상으로 가열되어야 하지만, A3(약 900 ℃) 이상으로 가열되면 급냉조직이 형성될 수 있다. 더불어 리벳 직경(5.3 mm)을 고려할 때, 중심에서 약 ±3 mm 위치에서 리벳이 시트를 관통할 것을 예측할 수 있다. 즉, ±3 mm 위치의 재료 조직이 리벳 체결에 큰 영향을 미치기 때문에, 해당 위치가 적정 온도로 가열될 필요가 존재한다.
Fig. 5
Temperature history according to (a) laser power at fixed irradiation time of 3 s, (b) measurement position with a laser power of 2.5 kW and (c) 3.0 kW
Fig. 5(a)에 열처리부 중심(0 mm)에서 레이저 출력 변화에 따른 온도 이력을 나타내었다. 1.5-2 kW의 레이저 출력을 사용하는 경우 A1 이상으로 가열되지 않았다. 반면, 2.5 kW와 3 kW의 경우 A1 이상으로 가열되었음을 알 수 있다. Fig. 5(b)-(c)는 2.5 kW와 3.0 kW 출력 조건에서 거리별 온도 측정 결과이다. 레이저 출력이 2.5 kW인 경우 (Fig. 5(b)), 중심으로부터 4 mm 떨어진 위치에서 600-900 ℃ 사이의 온도로 열처리되었으며, 6 mm 떨어진 위치도 600 ℃까지 열처리되었음을 확인할 수 있다. 레이저 출력이 3.0 kW인 경우 (Fig. 5(c)), 중심으로부터 6 mm 떨어진 위치도 600-900 ℃으로 열처리되었음을 확인할 수 있다.
열처리부의 경도 측정위치 및 측정 결과를 Fig. 6에 나타내었다. 참고문헌을 통해 780 MPa 이상의 강성을 가지고 있는 소재가 활용되는 경우, 리벳의 좌굴과 같은 결함이 발생되는 것을 확인하였다. 780 MPa 강재의 경우 245-275 HV의 경도분포를 가지기 때문에, 선정한 열처리 조건이 적합한지를 경도 비교를 통해 검증할 수 있다고 판단하였다. 레이저 출력 2.5 kW, 조사 시간을 3 s로 제작한 시료의 경우, 중심부는 과입열로 인해 약 350 HV까지 경도 상승이 발생하였고, 열연화로 인해 중심에서 ±7~10 mm 떨어진 영역에서 최저 경도 값을 나타내는 것을 알 수 있다. 즉, 체결이 발생되는 ±3 mm 위치에서는 780 MPa보다 높은 강성을 가지고 있음을 알 수 있다. 레이저 출력 2.5 kW, 조사 시간을 2 s로 제작한 시료의 경우, ±5 mm 영역에서 낮은 경도 값을 가지고 있으며, 최저 경도는 232 HV이었다. 이를 통해 조사 시간 3 s 보다 2 s가 열처리에 보다 적합한 것을 알 수 있었다.
열처리 변수에 따른 미세조직 변화를 Fig. 7에 나타내었다. 사용한 모재는 마르텐사이트와 페라이트가 혼재되어 있는 조직를 가지고 있다 (Fig.7 (a) and (f)). 가열 및 냉각에 따른 상변태로 인해 국부 미세조직이 변화하는데, A1 이하로 가열되면 결정립 내부에 카바이드가 석출된 템퍼드 마르텐사이트로 변화한다(Fig. 7(b) and (g)). 온도가 A1 변태 온도 이상으로 가열되면 일부 페라이트 변태가 발생하며, 이것은 Fig. 7(c)-(d)에서 관찰할 수 있다. 열원 중심으로 이동할수록 온도가 높이 올라가기 때문에, 800 ℃까지 충분히 가열된(Fig. 5(b)) Fig. 7(d)와 (e)영역에서는 냉각과정에서 마르텐사이트가 생성된 것으로 판단된다. 온도가 A3 이상으로 가열되면 냉각 중 마르텐사이트 변태가 촉진된다. Fig. 7(i)와 (j)에서 볼 수 있듯이 초정립계 내부에서 마르텐사이트의 비중이 확대된다.
미세조직의 분포를 경도 측정 결과와 비교한 결과, A1 변태점 이하의 온도에서 충분한 템퍼드 마르텐사이트가 형성되는 것이 중요하다고 판단되었다. 소재의 연성을 향상시켜 균열 등의 결함 발생을 억제하고, 기계적 성질을 안정적으로 유지할 수 있기 때문이다. 따라서, 가열 온도와 유지 시간을 최적화하여 템퍼드 마르텐사이트의 균일한 분포를 유도할 필요가 있다.
3.2 레이저 보조 열처리를 수행한 이종소재 접합부의 SPR 특성 분석
레이저 보조 열처리가 이종소재 SPR 체결에 긍정적 효과를 미치는지 검토하고자, SPR을 수행하고 분석하였다. SPR 외관에는 균열 및 하판탈락이 없어야 하고 리벳이 부재로 편평하도록 체결되어야 한다. Fig. 8와 9은 다이 타입 및 리벳 길이 변화에 따른 SPR 접합 외관을 보여준다. FMα5d15 다이 보다 FMα0d18이 다이가 내측 벽면의 기울기가 가파르고, 깊이가 더 깊다. FMα5d15를 사용한 경우, 레이저 출력이 1.5 kW이고 조사 시간 2 s 인 경우에서만 하판이 탈락한 반면 (Fig. 8), FMα0d18를 사용한 경우 거의 모든 조건에서 하판이 탈락하였다(Fig. 9). 열처리를 하였음에도 부족한 하판의 성형성으로 인해, 상대적으로 가혹한 성형이 요구되어지는 다이를 사용한 경우 체결부 결함이 쉽게 야기될 수 있음을 짐작할 수 있다. 같은 다이를 활용하여도 리벳 길이가 5.0 mm 으로 길어지면 하판 탈락이 관찰되는 조건이 증가하였다. 레이저 입열이 과도한 경우에서는 하판에 균열이 형성되었음을 확인하였다. 리벳 길이 4.5 mm & 5.0 mm의 FMα5d15 다이를 사용한 경우에서, 외관이 양호한 시편을 확보할 수 있었다. 실험변수에 따른 외관을 평가하고, Fig. 8과 9에 Fail(F), Good(G), Crack(C)으로 분류하여 표기하였다. 낮은 레이저 출력에서는 긴 조사 시간에서, 높은 레이저 출력에서는 짧은 조사 시간에서 양호하게 체결이 되었다. 리벳 길이에는 영향이 미비했던 반면, 다이의 형상(기울기 또는 깊이)에는 민감하게 영향을 받은 것으로 판단된다. DP 1180은 열처리를 수행한 이후에도 250 HV 이상의 높은 경도를 가지고 있는데, 기울기가 가파른 다이보다 완만한 다이에서 소재의 변형 요구치가 작기 때문에 차이가 발생한 것으로 예측된다.
Fig. 8
Bottom appearance after the SPR process using an FMα5d15 die with different rivet lengths: (a) 4.5 mm and (b) 5.0 mm
Fig. 9
Bottom appearance after the SPR process using an FMα0d18 die with different rivet lengths: (a) 4.5 mm and (b) 5.0 mm
외관 품질이 양호한 SPR 시료를 대상으로 인장전단하중을 측정하고 Fig. 10에 나타내었다. 긴 리벳 길이를 적용한 경우에서 상대적으로 높은 하중이 측정되었다. 인터락은 인장전단하중에 큰 영향을 미치는데, 리벳 길이가 0.5 mm 긴 리벳의 다리가 더 벌어져 더 긴 인터락이 형성되었기 때문이다. Fig. 11에 같은 열처리 조건에서 다른 다리 길이를 갖는 리벳을 사용하여 SPR을 진행한 시료의 단면을 나타내었다. 리벳 길이가 4.5 mm 인 경우 인터락 길이가 0.12 mm으로 측정되었으며, 길이가 5.0 mm 인 경우 인터락 길이가 0.24 mm 으로 측정되었다. 두 가지 경우에서 모두 좌굴은 발생하지 않았으나, 파단 모드는 다르게 나타났다. Fig. 11(a)는 양호한 외관과 단면 형상을 가졌음에도 리벳 풀아웃 파단이 발생한 반면, Fig. 11(b)에서는 CFRP 파단이 발생하여 해당 조건이 모재와 리벳의 결합이 보다 견고하였음을 알 수 있다.
Fig. 12는 SPR 외관 형상이 양호하였던, 레이저 파워 1.5 kW와 조사 시간 4 s 그리고 레이저 파워 3 kW와 조사 시간 2 s의 조건으로 실험한 단면을 나타낸다. 두 가지 조건 모두에서 좌굴이 발생한 것이 확인되었다. 이를 통해 레이저 보조 열처리가 SPR 체결에 영향을 주는 것을 알 수 있었으며, SPR이 원만히 수행되더라도 피로 및 부식과 같은 동적 성능 및 신뢰성에 영향을 미칠 수 있으므로 보다 깊이 있는 분석이 필요할 것으로 사료된다.
4. 결 론
해당 연구에서는 고강도강 DP 1180과 탄소 섬유 강화 플라스틱(CFRP)의 SPR 이종 접합 품질을 향상시키기 위한 레이저 보조 열처리를 수행하고 그 영향을 분석하였다. 레이저 출력 및 조사 시간, 다이 형상 및 리벳 길이를 변수로 진행하였으며, 외관 평가, 온도 분포 분석, 기계적 및 조직적 분석을 통해 아래와 같이 도출하였다.
1) 레이저 출력과 조사 시간이 증가할수록 열영향부가 확대되며, 전도열을 활용한 공정상의 특징으로 인해 부재 깊이 방향으로의 열분포가 달라 상면과 하면의 열영향부 크기가 다르게 나타났다.
2) 온도 및 경도 측정을 통해 적정한 레이저 보조 열처리 조건을 선정하였다. 선정된 조건은 리벳이 체결되는 열원 중심 ±3 mm 이내의 경도가 약 250 HV까지 연화되는 조건으로써, 강재 내부의 마르텐사이트 조직이 페라이트와 템퍼드 마르텐사이트로 일부 변태하였기 때문이다.
3) 공정 변수는 SPR 외관 품질(하판 탈락 및 균열) 및 파단하중에 영향을 미친다. FMα5d15 다이를 사용한 경우 리벳 길이와 무관하게 대체로 양호한 외관 형상을 보였으나, FMα0d18 다이를 사용한 경우 대다수의 조건에서 하판 탈락이 발생하였다. 다이 내측의 경사각이 가파를수록 강재에 많은 변형이 요구되기 때문에, 연성이 부족한 강재를 사용할 경우 다이 선정에 유의할 필요가 있다. 리벳 길이가 긴 경우에서 인터락이 길게 형성되기 때문에 파단하중이 높게 측정되었으며, CFRP 파단이 관찰되었다. 다이 및 리벳의 형상이 접합 품질에 영향을 미치는 것이 확인되었다.
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