1. 서 론
최근 자동차 산업은 강화된 안전 규제와 CO2 배출 기준을 준수하는 동시에, 연비 개선을 위해 차체의 경량화와 고강도화를 필수적으로 요구받고 있다1-3). 이를 충족하기 위해 초고강도 소재의 활용이 적극적으로 검토되고 있으며, 특히 1.5 GPa급 핫스탬핑강(Hot Stamping Steel)과 고강도 알루미늄 합금의 사용이 증가하는 추세이다. 핫스탬핑강은 경화능이 우수한 보론(Boron)강판을 900℃ 이상의 고온에서 열간성형 후 급속 냉각하는 공정을 통해 1.5 GPa 이상의 높은 강도를 확보할 수 있으며, 차체 경량화 목표 달성에 적합한 소재로 평가된다4-6). 이러한 초고강도소재는 기존에 차체 적용소재와 혼용이 필요한데, 이종소재 간의 접합은 물리적 특성 차이로 인해 기존의 용융 접합 공정 적용이 어렵기 때문에, 기계적 체결 기술이 차체 제조 분야에서 광범위하게 활용되고 있다6). 기계적 체결 방식 중 하나인 SPR(Self-Piercing Riveting) 공정은 사전 홀 가공 없이 수행되는 대표적인 접합 기법으로, 펀치(Punch)를 이용해 리벳(Rivet)에 하중을 가함으로써 접합재의 소성 변형을 유도하여 체결이 이루어지는 공정이다. 이 과정은 소재와 리벳의 클램핑(Clamping), 소재의 피어싱(Piercing), 그리고 리벳과 접합재의 소성 변형(Plastic Deformation)으로 구성되며, 접착제와 함께 사용될 경우 우수한 접합 강도를 확보할 수 있어 Jaguar XJ, Audi A8 등 다양한 차체 제조에 적용되고 있으며, 관련 연구도 활발히 진행되고 있다7-9). 그러나 1.5 GPa급 초고강도 소재에 SPR을 적용하기 위해서는 높은 항복 강도 및 인장 강도로 인해 발생하는 낮은 연신율을 극복하고, 충분한 체결력을 확보하기 위한 시스템의 가압력 증가가 필수적이다10). 이를 해결하기 위해, 레이저 열원을 접목한 하이브리드 SPR 공정이 개발되었으며, 이는 초고강도 소재의 접합부를 국부적으로 연화시킨 후 체결을 수행함으로써 낮은 가압력에서도 접합이 가능하도록 한다11-13). Kam et al.14)은 1.5 GPa 핫스탬핑강과 알루미늄 합금 간의 SPR 적용 가능성을 분석한 결과, 핫스탬핑강이 상부 소재로 배치될 경우 접합부 형성이 가능함을 확인하였다. 그러나, 강재의 높은 강도로 인해 사전 홀 가공이 필수적이었으며, 이를 통해 접합부 품질을 확보할 수 있었다. 하지만 이러한 추가 공정은 생산성 저하와 균일한 접합 품질 확보의 어려움으로 인해 산업 현장에서의 적용에 한계를 가질 가능성이 높다. 이러한 문제를 해결하기 위해, 고속 SPR에 대한 연구가 활발히 진행되고 있다. Hahn et al.15)은 드롭 해머(Drop Hammer)를 이용하여 고강도 알루미늄 합금의 고속 SPR 실험을 수행하였으며, 체결 속도가 0.01 m/s에서 100 m/s로 증가할수록 접합부의 단면 치수 품질이 개선됨을 보고하였다. 유사한 연구로, Li et al.16)은 체결 속도가 증가할수록 헤드 높이가 감소하고 인터락(Interlock) 길이가 증가하여 접합 하중이 향상됨을 분석하였다. 또한, Wang et al.17)은 화약을 이용한 건(Gun) 타입의 고속 SPR 공정을 연구하였으며, 이를 기존 SPR 체결부 및 저항 용접부와 비교한 결과, 동등하거나 더 높은 접합 하중과 우수한 피로 성능을 확보할 수 있음을 확인하였다. 최근에는 전자기력을 활용한 고속 SPR 기술(Electromagnetic Self-Piercing Riveting, E-SPR)에 대한 연구가 진행되고 있다. E-SPR은 기존 SPR과 동일한 원리로 작동하지만, 펀치를 3 m/s 이상의 속도로 구동하여 리벳과 접합재를 빠르게 소성 변형시킴으로써 체결이 이루어진다. 이 과정에서 기존 SPR보다 수십 배 빠른 체결 속도로 인해 체결력이 국부적으로 집중되며, 고변형률(High Strain Rate) 조건에서 접합이 진행되므로 초고강도 소재의 고품질 접합부 형성에 유리하다. 현재 E-SPR과 관련된 다양한 실험적 및 해석적 연구가 수행되고 있으며, Repetto et al.18)은 유한요소 모델을 개발하여 실험 결과와 비교함으로써 모델의 신뢰성을 검증하였으며, 리벳과 접합 소재의 변형, 열 발생, 응력 분포 등을 분석하였다. 또한, Huffer et al.19,20)은 약 10 m/s의 체결 속도를 구현할 수 있는 전자기 리벳터(Electromagnetic Riveter)를 제안하였다. 최근 중국에서는 인장 시험기와 전자기 펄스 용접 장비를 개조하여 E-SPR 장비를 개발하고, 다양한 고속 E-SPR 연구를 수행하고 있다. Zhang et al.21)은 티타늄 합금 리벳을 활용한 고속 리벳팅 연구를 진행하였으며, 특히 시뮬레이션을 통해 E-SPR 공정을 분석하고 접합 조건에 따른 접합부 품질을 예측하였다. Liang et al.22)은 E-SPR 공정이 기존 SPR 공정과 비교하여 접합 강도를 향상시킬 수 있음을 보고하였다. Nam et al.23)은 간이 E-SPR 장치를 제작하고, 이를 활용하여 CFRP와 알루미늄 간 기초 접합 실험을 수행하였으며, E-SPR 공정이 비금속과 금속 간의 접합에도 효과적으로 적용될 수 있음을 확인하였다.
이러한 연구들을 바탕으로, E-SPR 공정은 초고강도 경량 소재를 활용한 다종 소재 차체 제조 현장에서 필수적인 접합 방식으로 자리매김할 가능성이 크다. 이에 따라, 본 연구에서는 1.5 GPa급 자동차용 핫스탬핑강과 알루미늄 합금 간의 고품질 E-SPR 접합부 확보를 목표로 한다. 이를 위해, 리벳 및 금형 형상의 변화가 접합부 품질에 미치는 영향을 분석하여 최적의 리벳과 금형을 선정하고, 이를 바탕으로 E-SPR 공정의 주요 변수인 충전 에너지가 접합부 품질(단면 치수 및 접합 하중)에 미치는 영향을 평가하였다. 또한, 최적 조건에서 접합된 시편의 파단 모드를 분석하여, 고품질 E-SPR 접합부 확보를 위한 적정 공정 조건을 도출하였다.
2. E-SPR 구동 원리
SPR은 공압 또는 유압을 사용하는 반면, E-SPR은 전자기력을 이용하여 구동된다. Fig. 1은 E-SPR은 전자기력을 이용한 고속 기계적 체결 기술로, 파워 소스에 충전된 전기에너지를 코일에 방전하여 작동한다. 방전된 전기에너지는 상부 코일을 통해 고밀도의 감쇠 전류를 유도하며, 이로 인해 상·하부 코일 간에 자기장이 형성된다23,24). 형성된 자기장들은 상호 작용하여 강력한 로렌츠 힘(Lorentz force)을 발생시키고, 이를 통해 펀치가 초고속(약 3 m/s 이상)으로 가속·하강하게 된다. 하강한 펀치는 리벳을 고속으로 구동하여 상부 소재를 관통시키고, 이후 리벳과 접합재가 금형의 영향을 받아 동시에 소성 변형됨으로써 체결이 이루어진다. E-SPR 공정은 기존 SPR공정보다 수십 배 빠른 체결 속도를 가지며, 이로 인해 체결력이 단시간 내 국부적으로 집중된다. 특히, 이러한 고속 체결력 집중 효과는 초고강도 소재의 기계적 체결에 매우 유리하다. 파워 소스의 콘덴서에 저장된 충전에너지는 식(1)로 표현되며, 여기서는 E는 충전에너지(J)이며,V는 방전 전압(V), C는 정전 용량(F)이다.
여기서, 공정 중 사용되는 에너지 Er 식(2)와 같다.
여기서 k는 E-SPR의 에너지 변화 계수(Energy conversion coefficient)로, 시스템의 상·하부 코일의 소재 및 구조적인 특성에 따라 결정된다. E-SPR 공정은 전자기력을 이용하여 펀치를 구동하는 방식으로, 정확하고 반복 가능한 출력을 제공하며 공정 제어가 용이하다. 또한, 기존 기계식 SPR 공정 대비 높은 체결 속도를 구현할 수 있어 생산성 향상에 기여할 수 있다. Fig. 2는 E-SPR 장치를 나타내며, 해당 장치는 리벳팅 헤드, C-프레임, 파워 소스, 그리고 컨트롤 박스로 구성된다. 본 연구에서 사용된 파워 소스의 최대 충전 전압은 470 V이며, 최대 충전 에너지는 10 kJ이다. 충전 전압 변화에 따른 체결 속도는 Phantom VEO 710 고속 카메라를 이용하여 측정하였다. Fig. 3에서 확인할 수 있듯이, 충전 에너지가 6.5 kJ 및 7.0 kJ일 경우 펀치의 체결 속도는 각각 3.1 m/s와 3.5 m/s로 측정되었으며, 7.5 kJ, 8.0 kJ, 8.5 kJ, 9.0 kJ에서는 각각 3.7 m/s, 3.8 m/s, 4.0 m/s, 4.3 m/s의 체결 속도를 나타냈다. 이를 통해, 충전 에너지가 증가할수록 펀치 상부에 작용하는 로렌츠 힘이 증가하며, 이에 따라 체결 속도가 향상됨을 확인하였다.
3. 실험방법
본 실험에서는 자동차용 핫스탬핑강과 알루미늄 합금을 접합 재료로 사용하였다. 상부 재료로는 SABC1470(두께: 1.0 mm)을, 하부 재료로는 Al5052-H32(두께: 3.0 mm)를 선정하였다. 각 소재는 Fig. 4에서 확인할 수 있듯이 EN ISO 12996 규격을 준수하여 제작되었으며, 접합부 크기는 37.1 mm²이다. 또한, 각 소재의 기계적 특성은 Table 1에 정리되어 있다.
Table 1
Mechanical properties of sheet materials and rivet material used for the E-SPR joints
| Material | Thickness (mm) | Tensile strength (MPa) | Yield strength (MPa) | Elongation break (%) |
|---|---|---|---|---|
| SABC1470 | 1.0 | 1540 | 1164 | 8 |
| Al5052-H32 | 3.0 | 230 | 193 | 18 |
접합 공정에는 보론강(Boron steel)으로 제작된 리벳을 사용하였으며, Almac 코팅이 적용된 Böllhoff社의 C형, HD2형, HD3형 및 P형 리벳을 적용하였다. Fig. 5는 리벳의 단면 형상을 나타낸다. 금형은 동일한 Böllhoff社의 FM형, KA형, DZ형 금형을 사용하였으며, 초기 가압력은 3.5 kN으로 설정하였다.
일반적으로 SPR 접합부의 품질은 단면 치수와 접합 하중을 기준으로 평가된다. Fig. 6은 접합 단면의 주요 측정 인자로서 헤드 높이(Head height), 인터락 길이(Interlock distance), 그리고 잔여 두께(Bottom thickness)를 나타낸다. 접합부의 기계적 성능을 평가하기 위해 인장전단 시험을 수행하였으며, 시험 전 시편의 단부에는 금속 재질의 덧판을 부착하였다. 실험은 INSTRON 재료 시험기를 이용하여 각 실험 조건별로 5회 반복 측정하였으며, 시험 속도는 5 mm/min으로 설정하였다.
4. 결과 및 고찰
4.1 리벳 형상에 따른 접합 품질
리벳 형상이 E-SPR 접합부의 품질에 미치는 영향을 분석하기 위해, C형, HD2형, HD3형, P형 리벳과 하단부가 평평한 FM형 금형을 사용하여 접합 실험을 수행하였다. 실험에서 사용된 충전 에너지는 8.0 kJ로 설정하였다.
Fig. 7은 리벳 형상에 따른 E-SPR 접합부의 단면을 나타낸 것으로, C형 리벳을 적용한 경우 상판을 피어싱하는 과정에서 리벳의 좌굴(Buckling)이 발생하여 하판 알루미늄과의 접합이 이루어지지 않았다. 이는 공정 중 리벳이 3 m/s 이상의 속도로 체결되는 과정에서 저항력이 증가하기 때문으로 판단된다. 특히, C형 리벳의 풋(Foot) 너비는 0.9 mm이며, 끝단이 날카로운 형상을 가지고 있어 초고강도 소재를 원활하게 관통하거나 소성 변형을 유도하기 어려워 좌굴이 발생한 것으로 분석된다. 반면, HD2형, HD3형, P형 리벳을 적용한 접합부에서는 좌굴과 같은 결함 없이 안정적으로 접합이 이루어졌다. HD2형, HD3형, P형 리벳의 풋 너비는 C형 리벳보다 넓고 끝단이 상대적으로 둥근 형상을 가지고 있어 초고강도 소재를 원활하게 관통하고 소성 변형을 효과적으로 유도할 수 있기 때문으로 판단된다.
Fig. 8은 HD2형, HD3형, P형 리벳을 적용한 E-SPR 접합부의 단면 치수를 나타낸다. HD2형 리벳을 적용한 경우 헤드 높이는 0.08 mm, 인터락 길이는 0.23 mm, 잔여 두께는 0.48 mm로 측정되었다. HD3형 리벳을 적용한 경우에는 헤드 높이가 0.15 mm, 인터락 길이가 0.35 mm, 잔여 두께는 0.32 mm로 나타났으며, P형 리벳을 적용한 경우에는 헤드 높이가 0.35 mm, 인터락 길이가 0.27 mm, 잔여 두께는 0.25 mm로 측정되었다.
Fig. 8은 리벳 형상의 변화에 따른 접합하중을 나타낸다. HD2형 리벳을 적용한 경우 접합하중은 7.04 kN, HD3형 리벳은 8.03 kN, P형 리벳은 7.25 kN으로 측정되었으며, HD3형 리벳을 사용한 경우 가장 높은 접합하중이 나타났다. 에너지 흡수율 또한 HD3형 리벳이 가장 우수한 성능을 보였다. HD2형 리벳의 에너지 흡수율은 17.2 J, HD3형 리벳은 19.01 J, P형 리벳은 18.53 J으로 나타났다.
Y. Abe et al.25)등은 인터락 길이가 증가할수록 접합하중이 향상되며, 이는 인장전단 시험 중 리벳의 풀아웃(Pull-out)에 대한 저항이 커지기 때문으로 분석된다. 또한, 잔여 두께는 접합하중에 큰 영향을 미치지는 않지만, 부식 및 하판의 찢어짐을 방지하기 위해 일정 두께 이상을 유지하는 것이 적절한 것으로 보고되고 있다. 따라서, 여러 리벳 중에서도 헤드 높이가 0.15 mm로 낮고, 인터락 길이가 0.35 mm로 가장 길며, 잔여 두께가 0.32 mm로 형성된 HD3형 리벳이 1.5 GPa급 초고강도강과 알루미늄 합금의 E-SPR 접합에 가장 적합한 것으로 판단된다.
4.2 금형 형상에 따른 접합 품질
금형 형상이 E-SPR 접합부의 품질에 미치는 영향을 분석하기 위해, 앞서 선정한 HD3형 리벳과 8.0 kJ의 충전 에너지를 적용하여 FM형, KA형, DZ형 금형을 사용한 E-SPR 접합부를 제작하였다. Fig. 9는 금형 형상에 따른 E-SPR 접합부의 단면을 나타낸다. FM형 금형을 적용한 경우, 평평한 바닥면과 수직 측벽을 가지며 비교적 대칭적인 접합부가 형성되었다. 반면, KA형 금형을 적용한 경우 소재 간 및 소재와 리벳 간의 갭(Gap)이 관찰되었으며, DZ형 금형에서는 비대칭적인 형상이 형성되면서 갭이 확인되었다. SPR 공정에서 하부 재료로 높은 연성을 가진 알루미늄이 위치하고, 중심부가 볼록한 형상을 가진 금형이 사용될 경우, 고속으로 구동되는 펀치가 리벳과 알루미늄의 균일한 확장 및 소성 변형을 효과적으로 유도하기 어려워 비대칭 형상과 갭이 발생하는 것으로 판단된다. 이러한 결함은 접합부의 피로 성능 저하를 초래할 수 있으며, 부식 위험을 증가시킬 가능성이 높은 것으로 예측된다.
Fig. 10은 금형 형상에 따른 헤드 높이, 인터락 길이, 잔여 두께를 나타낸다. FM형, KA형, DZ형 금형을 적용한 경우, 헤드 높이는 각각 0.15 mm, 0.14 mm, 0.32 mm로 측정되었다. 접합하중과 밀접한 관계를 갖는 인터락 길이는 FM형이 0.44 mm, KA형이 0.45 mm, DZ형이 0.34 mm로 나타났으며, 헤드 높이와 인터락 길이는 유사한 경향을 보였다. 잔여 두께는 FM형이 0.22 mm, KA형이 0.32 mm, DZ형이 0.08 mm로 측정되었으며, FM형과 KA형 금형을 적용한 경우 충분한 헤드 높이, 인터락 길이 및 잔여 두께가 확보되었다. 그러나 KA형 금형은 앞서 언급한 소성 변형 부족으로 인해 단면 치수 품질의 편차가 크게 나타났다.
Fig. 11은 금형 형상에 따른 접합하중 및 에너지 흡수율을 나타낸다. FM형, KA형, DZ형 금형을 적용한 경우 접합하중은 각각 8.08 kN, 7.59 kN, 7.01 kN으로 측정되었으며, FM형 금형에서 가장 높은 접합하중이 확인되었다. 에너지 흡수율 또한 FM형 금형이 21.85 J로 가장 높은 값이 측정되었다. 이는 KA형 및 DZ형 금형에서 형성된 비대칭적인 접합부 및 갭 발생과 비교할 때, FM형 금형을 사용할 경우 공정 중 리벳이 보다 균일하게 확장되며, 소재와의 인터락 구조가 효과적으로 형성되었기 때문으로 판단된다. 따라서, 인터락 길이가 길고 단면 치수의 편차가 작으며, 접합하중이 가장 높은 FM형 금형이 1.5 GPa급 초고강도강과 알루미늄 합금의 E-SPR 접합에 가장 적합한 것으로 판단된다.
4.3 충전에너지 변화에 따른 접합 품질
충전 에너지가 E-SPR 접합부의 품질에 미치는 영향을 분석하기 위해, 6.5 kJ에서 9.0 kJ 범위의 충전 에너지를 적용하여 접합 실험을 수행하였다. Fig. 12는 충전 에너지 변화에 따른 E-SPR 접합부의 단면을 나타낸다. 6.5 kJ의 충전 에너지를 적용한 경우, 체결력이 부족하여 소재와 리벳이 완전히 결합되지 못하고 분리되는 현상이 관찰되었다. 반면, 7.0 kJ 이상의 충전 에너지가 적용된 접합부에서는 좌굴이나 비대칭 형상과 같은 결함이 발생하지 않았다. 그러나, 7.0 kJ에서 제작된 접합부에서는 리벳과 소재 간의 갭(Gap)이 형성되었으며, 이를 통해 안정적인 체결을 위해서는 최소 7.5 kJ 이상의 충전 에너지가 필요함을 확인하였다.
Fig. 13은 충전 에너지 변화에 따른 헤드 높이, 인터락 길이 및 잔여 두께를 나타낸다. 충전 에너지가 7.5 kJ에서 9.0 kJ로 증가함에 따라 헤드 높이는 0.20 mm에서 0.08 mm로 감소하였으며, 인터락 길이는 7.5 kJ에서 0.41 mm, 9.0 kJ에서 0.55 mm로 증가하였다. 특히, 충전 에너지가 증가함에 따라 인터락 길이는 약 0.14 mm 증가하는 경향을 보였으며, 이를 통해 접합 품질이 개선됨을 확인할 수 있었다. 이는 충전 에너지가 증가함에 따라 펀치 속도가 상승하고 체결력이 집중되면서, 리벳의 확장 및 소재의 소성 변형량이 증가한 결과로 판단된다.
Fig. 14는 충전 에너지 변화에 따른 접합하중과 에너지 흡수율을 나타낸다. 충전 에너지가 증가함에 따라 두 값 모두 증가하는 경향을 보였다. 이는 앞서 언급한 바와 같이 인터락 길이가 증가하면서 접합부의 인터락킹(Interlocking) 구조가 개선되고, 이에 따라 체결력이 향상되었기 때문으로 분석된다. 그러나, 8.5 kJ와 9.0 kJ의 충전 에너지를 적용한 경우, 접합하중은 각각 8.26 kN과 8.16 kN으로, 에너지 흡수율은 각각 22.1 J와 21.5 J로 측정되었으며, 두 조건에서 유사한 값을 나타냈다. 이는 동일한 리벳과 금형을 사용한 경우, 특정 충전 에너지를 초과하면 체결 속도가 증가하더라도 접합 하중과 에너지 흡수율이 더 이상 크게 향상되지 않음을 의미한다. 이를 통해, 초고강도강과 알루미늄 합금의 E-SPR 접합에서 최적의 충전 에너지가 존재함을 확인하였다.
Fig. 15는 충전 에너지 변화에 따른 E-SPR 접합부의 인장 전단 파단 거동을 나타낸다. 인장 전단 시험에서 접합부에 전단 하중이 작용하면, 리벳은 상부재 방향으로 회전을 시작하며, 리벳과 소재 간 인터락 구조의 영향으로 반대쪽 리벳 풋이 하부재인 알루미늄에서 점진적으로 압출된다. 이 과정에서, Fig. 16 과 같이 상부 재료인 초고강도강이 굽힘을 시작하며, 회전하는 리벳 헤드에 의해 압축 변형이 발생한다. 하중이 지속적으로 증가함에 따라 Fig. 17과 같이 굽힘량이 점차 증가하고, 최종적으로 리벳 풀아웃(Pull-out)에 의한 파단이 발생한다.
5. 결 론
본 연구에서는 1.5 GPa급 자동차용 핫스탬핑강과 알루미늄 합금 간의 고품질 E-SPR 접합부를 확보하기 위해, 리벳, 금형 및 충전 에너지 변화에 따른 접합부 품질을 분석하고 최적의 리벳, 금형 및 충전 에너지를 선정하였다. 이를 바탕으로 다음과 같은 결론을 도출하였다.
1) 리벳 형상에 따른 접합 특성을 분석한 결과, HD3형 리벳을 적용하였을 때 최대 인터락 길이가 확보되었으며, 접합하중은 8.08 kN으로 가장 높은 값을 나타냈다. 이는 HD3형 리벳의 풋 너비가 1.1 mm로, 초고강도 소재를 고속으로 피어싱하고 소성 변형을 유도하기에 적합한 형상을 갖추었기 때문으로 판단된다.
2) 금형 형상에 따른 접합 품질을 분석한 결과, FM형 금형을 적용하였을 때 최대 접합하중이 측정되었다. FM형 금형은 평평한 바닥면과 수직 측벽 구조를 가지고 있어, 리벳과 소재가 대칭적으로 소성 변형되도록 유도하며 균일한 접합부 형성을 가능하게 한다. 반면, 바닥면의 중심부가 볼록한 구조를 가진 금형을 사용할 경우, 연성이 높은 알루미늄 합금이 위치하는 체결 공정에서 고속 체결 시 균일한 소성 변형이 어려워 접합부 품질이 저하되는 것으로 확인되었다.
3) HD3형 리벳과 FM형 금형을 적용한 상태에서 충전 에너지가 증가함에 따라 헤드 높이는 감소하고 인터락 길이는 증가하여 단면 품질이 개선됨을 확인하였다. 또한, 특정 충전 에너지를 초과하면 접합하중이 유사한 수준으로 측정되었으며, 이를 통해 접합 품질 향상이 가능한 임계 충전 에너지가 존재함을 확인하였다.
4. E-SPR 공정을 이용하여 1.5 GPa급 자동차용 핫스탬핑강과 알루미늄 합금을 접합할 경우, 적절한 리벳, 금형 및 충전 에너지를 선정하면 국부 연화나 사전 홀 가공 없이도 높은 단면 품질과 접합하중을 확보할 수 있음을 확인하였다. 따라서, 초고강도 소재 적용이 지속적으로 증가하는 미래 자동차의 이종 경량 차체 제작에 E-SPR 공정이 유용하게 적용될 수 있을 것으로 기대된다.
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