1. 서 론
최근 건설 산업의 성장과 함께 굴착기 제조 부품의 용접 품질 요구 수준이 지속적으로 증가하고 있다1-8). 특히, 굴착기 사이드 도어와 같은 구조 부품의 경우 내구성과 신뢰성이 중요한 요소로 작용하며, 이에 따라 용접 강도의 향상 뿐만 아니라 용접부 외관 품질 개선에 대한 요구가 커지고 있다.
저항 점용접(Resistance Spot Welding, RSW)은 생산성이 높고 자동화가 용이하여 다양한 산업에서 널리 활용되고 있으나9-11), 전통적인 용접 공법을 적용할 경우 용접부의 압흔(Indentation)이 깊게 형성되는 문제가 발생할 수 있다12). 이러한 압흔은 부품의 외관 품질을 저하시킬 뿐만 아니라, 필요에 따라 후처리 공정을 추가적으로 요구하게 되어 생산 비용 증가의 원인이 된다. 따라서, 굴착기 사이드 도어의 저항 점용접부에서 압흔 깊이를 최소화하면서도 적정 용접 강도를 확보할 수 있는 공법 개발이 필요하다. 최근 저항 점용접 기술에 대한 연구는 주로 용접 강도 향상 및 용접 품질 개선을 위한 공정 최적화에 집중되고 있다. 특히, 전극 형상 변화에 따른 용접 특성 연구가 활발히 진행되고 있으며, 평판 전극을 활용한 연구에서는 압흔 깊이를 줄이는 효과가 확인된 바 있다13,14). 전극 형상이 저항 점용접 품질에 미치는 영향에 대한 연구에 따르면, 평판 전극을 사용하면 전류 밀도를 보다 균일하게 분포시켜 국부적인 과열을 방지할 수 있으며, 이를 통해 압흔 깊이를 줄이는 동시에 용접 강도를 유지할 수 있는 것으로 보고되었다. 또한, 전극 냉각 방식 및 전극 재질의 변화도 용접 품질에 영향을 미치는 중요한 요소로 작용하며, 특히 구리합금 전극을 적용한 연구에서는 전극의 내구성 증가와 더불어 보다 균일한 용접 품질을 확보할 수 있는 것으로 나타났다.
그러나 굴착기 사이드 도어와 같은 대형 부품에 적용할 수 있는 평판 전극 기반의 용접 공법에 대한 연구는 아직 부족한 실정이다. 기존 연구들은 주로 자동차 차체 부품이나 박판 재료를 중심으로 이루어졌으며, 두꺼운 강판 및 대형 구조물에 대한 적용 가능성을 평가하는 연구는 제한적이었다. 따라서, 본 연구에서는 기존 상용 전극과 평판 전극을 비교하여 굴착기 사이드 도어의 저항 점용접 특성을 평가하고, 실무 적용 가능성 측면에서 최적 공정을 도출하는 데 중점을 둘 것이다.
본 연구에서는 기존의 상용 전극과 평판 전극을 적용하여 굴착기 외장 부품의 저항 점용접 특성을 평가하고, 두 전극의 용접성을 비교 분석하고자 한다. 양면 dome 전극과 한면 평판 전극을 사용하는 경우 공정 변수 간 작용 메커니즘이 상이하게 나타날 수 있다. 본 연구에서는 이러한 변수 차이에 따른 용접 강도 및 압흔 특성을 실험적으로 비교·분석하여 실제 적용 가능성을 검토하였다. 또한, 용접 공정 조건에 따른 용접 강도 및 압흔 깊이를 분석하여 최적의 용접 조건을 도출하는 것이 연구의 주요 목표이다. 이를 통해, 외관 품질 향상을 위한 새로운 용접 공법을 제안하고, 이를 실무에 적용할 수 있는 기초 연구 자료를 제공하고자 한다.
2. 실험 방법
본 실험에 사용한 모재는 두께 1.6 mm인 SPCC (270MPa급, 저탄소강) 강재이며, 모재의 자세한 화학적 조성은 Table 1에 나타내었다.
Table 1
Chemical compositions (wt.%) of base material used in this study
| Chemical compositions (wt.%) | ||||
|---|---|---|---|---|
| SPCC | ||||
| C | Mn | P | S | Fe |
| 0.12 max | 0.5 max | 0.05 max | 0.05 max | Bal. |
본 연구에서 저항 점용접성 평가를 위해 사용한 장비는 서보건 가압식 인버터 DC 저항 점용접기(최대 전류 20kA, 2 kHz)이며, 용접 전극의 경우 상부 전극(inner 소재용) 은 전극 직경 16mm, 선단 직경 6 mm의 dome 형 전극(16D)을 사용하였다. 하부 전극(outer 소재용)은 상부 전극과 동일한 dome형 전극 및 평판 전극을 적용하여 실험을 수행하였다. 본 연구에서는 외관 품질 확보가 필요한 외부 부품이 하부에 위치하는 구조적 특성을 고려하여 하부에 평판 전극을 적용하였다. 상부 평판 전극 적용도 가능하나, 중력 방향으로의 용융부 확산 제어 및 기계적 가압 제어에 불리할 수 있어 본 연구에서는 하부 적용만을 검토하였다. 저항 점용접 공정 변수로는 가압력, 용접전류 및 용접시간이 있다. 가압력의 경우 200 및 300 kgf를 적용하였으며 용접전류는 가압력에 따라 6.5 부터 10.5 kA까지 적용하였다. 용접시간의 경우 200 및 300 ms를 적용하였다. 용접전류 범위는 예비 실험을 통해 expulsion 발생 없이 허용 인장 전단 강도를 확보할 수 있는 범위를 기준으로 설정하였다. 반면, 가압력과 용접시간은 변수 간 상호작용을 명확히 분석하기 위해 각기 2수준으로 고정 설정하였다. ISO 규격(예: 350 kgf, 전극 직경 16 mm 이상)은 일반적인 강판 용접에서 권장되나, 본 연구에서는 실험 장비 사양 및 실물 부품 적용 조건을 고려하여 200 및 300 kgf의 가압력과 16 mm 직경 전극을 적용하였다. 이는 실제 현장 적용성 확보를 위한 조건으로 설정되었다. Table 2는 본 연구에서 사용한 용접변수를 보여주고 있다.
Table 2
Resistance spot welding variables used in this study
| Variable | Parameter |
|---|---|
| Welding force (kgf) | 200, 300 |
| Welding current (kA) | 6.5 - 10.5 |
| Welding time (ms) | 200, 300 |
| Joint type | Overlap |
용접 시편의 경우 상판 및 하판의 사이즈는 각각 30 mm × 100 mm이며 상하판 겹침부의 길이는 30 mm로 한 후 저항 점용접을 수행하였다. 저항 점용접은 동일 조건에서 3번씩 반복 수행하였다. 저항 점용접을 위한 용접 시편 및 전극의 개략도를 Fig. 1에 나타내었다.
저항 점용접을 수행한 후 SHIMADZU사의 AG- 300kNX Plus 인장시험기를 사용하여 인장전단강도를 평가하였다. 본 연구에서는 KS B 0850:2018-점 용접부의 검사 방법에 따라 저항 점용접부의 허용강도 기준은 A급 최소치를 기준으로 8,434 N으로 선정하였다. 저항 점용접 후 용접부 중앙부를 단면 가공하여 광학현미경 촬영을 통하여 단면을 관찰한 후 압흔 깊이를 측정하였다.
3. 실험 결과
Fig. 2는 각 용접전극 조합 및 구성을 보여주고 있다. Fig. 2에서 보듯이 조합 1의 경우는 Inner (upper) 및 Outer (bottom) 전극 모두 dome 형 전극을 적용(16D+16D)하였으며, 조합 2의 경우는 Inner 전극은 dome 형 전극을 Outer 전극은 평판 전극을 적용(16D+Flat)하였다.
이러한 2가지 용접전극 조합을 이용하여 저항 점용접 수행 후 인장전단강도 및 파단모드를 관찰하였다. Table 3은 용접전극 조합 1인 경우 용접조건별 인장전단강도, 파단모드 및 허용 인장전단강도 충족 여부를 보여주고 있다.
Table 3
Tensile shear strength, fracture mode and allowable tensile shear strength according to welding conditions under
welding electrode combination 1
Expulsion 
Acceptable region 
Under req. strength
Table 3에서 보는 바와 같이 가압력 200kgf 하에서 용접시간이 200ms 인 경우, 허용강도인 8,434N를 만족하는 경우는 용접전류가 6.5 kA에서 8.0 kA 사이일 때는 없었다. 용접시간이 300 ms인 경우에서 허용강도를 만족하는 경우는 용접전류가 7.0 kA에서 8.0 kA 사이일 때였다. 그리고 용접전류가 8.0 kA일 때 expulsion이 발생하였다. 그리고 모든 용접조건에서 플러그 파단이 발생하였다. 가압력 300 kgf 일 때는 용접시간에 상관없이 8.0 kA에서 9.5 kA 사이에서 플러그 파단과 함께 허용강도를 만족하였으나, 용접시간 300 ms, 용접전류 9.5 kA의 조건에서는 가압력 200 kg일 때와 마찬가지로 expulsion이 발생하였다. 정리해보면 허용 강도를 충족하는 모든 용접조건에서 플러그 파단이 발생하였으며, 300 kgf에서 최대 용접강도 9,965 N을 확보할 수 있었다. 그리고 가압력 증가 시 허용 용접전류 구간의 범위와 용접강도가 증가하였다.
Table 4는 용접전극 조합 2인 경우 용접조건별 인장전단강도, 파단모드 및 허용 인장전단강도 충족 여부를 보여주고 있다 Table 4에서 보는 바와 같이 용접전극 조합 2인 경우도 조합 1인 경우와 마찬가지로 허용 강도를 충족하는 모든 조건에서 플러그 파단이 발생하였으며, 가압력 300kgf에서 최대 용접강도인 9,861N을 얻을 수 있었다. 또한 가압력 증가 시 허용 용접전류 대역의 범위와 용접강도가 증가하였다. 하지만 조합 1의 경우에는 모든 용접조건에서 플러그 파단이 발생하였지만 조합 2에서는 낮은 용접시간 및 용접전류에서 계면 파단이 발생하였다.
Table 4
Tensile shear strength, fracture mode and allowable tensile shear strength according to welding conditions under welding electrode combination 2
Expulsion 
Acceptable region 
Under req. strength
Fig. 3는 위의 결과를 바탕으로 용접전극 조합 1과 2의 저항 점용접성을 비교한 결과이다.
Fig. 3
Comparison of tensile shear strength according to welding current change by welding electrode combination (a) electrode force of 200 kgf (b) electrode force of 300 kgf
Fig. 3 에서 보듯이 가압력이 200 kgf 일 경우에는 용접전극 조합 2인 16D+Flat 전극 조합에서, 300 kgf에서는 용접전극 조합 1인 16D+16D 전극 조합에서 각각 최대 용접강도가 나타났다. 그러나 16D + Flat 전극 조합은 16D+16D와 유사한 수준의 용접 강도를 확보하기 위해 더 높은 용접 전류 조건이 요구되었다. 또한 300 kgf 및 300 ms의 용접 조건을 제외한 대부분의 조건에서, 16D+Flat 전극의 용접 강도 편차가 16D+16D 전극에 비해 큰 경향을 보였다.
이러한 결과를 종합적으로 고려할 때, 용접 강도 및 강도 편차 측면에서 안정적인 품질 확보가 가능한 조건은 가압력 300 kgf, 용접시간 300 ms에서 도출될 수 있을 것으로 판단된다.
Fig. 4은 용접전극 조합별 용접전류 변화에 따른 용접부 단면, Fig. 5 은 용접전극 조합별 용접시간 변화에 따른 용접부 단면을 보여주고 있다. 2가지 용접전극 조합 모두 다른 용접조건이 고정되어 있는 경우 용접시간 및 용접전류가 증가함에 따라 압흔이 증가하고 있음을 알 수 있다.
Fig. 4
Marco section according to welding current change by welding electrode combination (a) 16D + 16D, electrode force of 200 kgf (b)16D + 16D, electrode force of 300 kgf (c) 16D + Flat, electrode force of 200 kgf (d) 16D + Flat, electrode force of 300 kgf
Fig. 5
Marco section according to welding time change by welding electrode combination (a) 16D + 16D, electrode force of 200 kgf (b)16D + 16D, electrode force of 300 kgf (c) 16D + Flat, electrode force of 200 kgf (d) 16D + Flat, electrode force of 300 kgf
Fig. 6 및 7는 용접전극 조합별 용접전류 및 용접시간 변화에 따른 상부, 하부 및 전체 압흔 깊이를 수치적으로 표현한 그래프를 보여주고 있다. 용접전극 16D+16D 조합에서는 가압력 증가(200 kgf → 300 kgf) 및 용접시간 증가(200 ms → 300 ms)에 따라 상부 및 하부 모두에서 압흔 깊이가 점진적으로 증가하는 경향이 뚜렷하게 나타났다. 이는 양쪽 전극이 모두 반구형이기 때문에, 용접전류와 가압력이 집중되는 중앙부에 동일한 방식으로 기계적 압입이 발생한 결과로 해석된다. 또한, 이 조합에서는 압흔 깊이가 상대적으로 균일하게 형성되며, 상·하부 모두에서 열-기계적 손상이 발생할 가능성이 존재한다. 따라서 외관 품질을 중시하는 부품에는 적합하지 않을 수 있다.
Fig. 6
Upper, bottom indentation depth according to (a) welding current and (b) welding time changes by welding electrode combination
Fig. 7
Total indentation depth according to (a) welding current and (b) welding time changes by welding electrode combination
한쪽 전극을 평판형으로 적용한 용접전극 16D+ Flat 조합에서는 상부 전극(16D) 측의 압흔 깊이만 증가하였으며, 하부 전극(Flat) 측의 압흔 깊이는 전 용접 조건에서 30 ㎛ 미만으로 유지되었다. 특히, 상부 압흔 깊이의 경우 가압력 및 용접 시간 증가 시 압입량
의 증가 폭(기울기)이 16D+16D 조합 대비 더욱 크게 나타났다. 이는 평판형 하부 전극이 전류와 가압력을 넓은 면적으로 분산시키기 때문에, 상대적으로 상부 반구형 전극에 집중적인 기계적 변형과 열 집중이 발생한 결과로 분석된다. 하부 압흔 깊이가 일정 수준 이하로 유지된다는 점에서 16D+Flat 조합은 외관 노출면이 하부에 위치하는 부품의 적용 시 외관 품질을 크게 향상시킬 수 있다. 또한, 최대 상부 압흔 깊이는 16D+ Flat 조합에서 나타났지만, 이는 하부 면의 변형이 억제된 상황에서 상부 압흔이 이를 보완하는 역할을 수행한 것으로 볼 수 있다. 전극 조합에 따른 압흔 깊이 분석을 종합적으로 고려할 때, 16D+Flat 조합은 외관 품질 개선을 위한 목적에 부합하는 결과를 제시하였다. 특히 하부 압흔 깊이를 최소화하고자 할 때 유효한 조합이며, 이로 인해 후속 기계 가공이나 도장 공정에서 발생할 수 있는 품질 저하 요인을 줄일 수 있는 이점이 있다.
Fig. 7에서 보듯이 총 압흔 깊이는 전 용접 조건에서 16D+16D 조합이 16D+Flat 조합보다 전반적으로 높게 나타났다. 이는 양쪽 전극이 모두 반구형(16D)일 경우, 상·하부 모두에 기계적 압입이 발생하며, 누적된 압흔 깊이가 증가하기 때문이다. 또한, 용접 조건 변화(가압력, 전류, 시간)에 따른 총 압흔 깊이의 증가 기울기 역시 16D+16D 조합에서 더 가파르게 나타났다. 이러한 경향은 점용접 시 입력 에너지와 전극 형상에 따른 열-기계적 영향의 분포가 전극 쌍의 대칭성에 의해 보다 집중되기 때문으로 판단된다. 반면, 16D+Flat 조합에서는 하부(Flat) 전극 측의 압흔 발생이 억제되어 전체 압흔 깊이가 상대적으로 낮고, 증가 기울기 또한 완만하게 나타났다. 이로 인해 외관 손상을 최소화해야 하는 경우에 보다 유리한 특성을 가진다. 용접 강도, 강도 편차 및 총 압흔 깊이의 종합적인 분석을 바탕으로, 가압력 300 kgf, 용접 전류 10 kA, 용접 시간 300 ms 조건에서 가장 균형 잡힌 결과가 도출되었다.
용접 강도와 압흔 깊이 간의 상관관계는 점용접의 품질 및 외관을 종합적으로 평가하는 데 있어 핵심적인 요소이다. 본 연구에서는 서로 다른 전극 조합(16D+ 16D, 16D+Flat)에 대해 용접 강도 증가에 따른 압흔 깊이의 변화를 정량적으로 분석하였다. Fig. 8에서 보듯이 약 8500 N 이상의 인장전단강도에서 압흔 깊이도 동반 상승하는 경향이 뚜렷하게 나타났다. 이는 고강도 용접이 이뤄질수록 접촉면의 열입력 및 전극 가압력이 증가하며, 이에 따라 소재의 표면 변형이 심화되기 때문이다. 특히 고강도 조건에서는 저항열에 의한 연화와 기계적 가압이 복합적으로 작용하여 더 깊은 압흔이 형성된다. 또한, 전극조합에 따른 압흔 깊이 증가 기울기의 차이도 명확히 관찰되었다. 16D+16D 전극조합은 용접강도 증가에 따라 압흔 깊이의 증가폭이 크고, 직선적인 상승세를 보였다. 이는 양면 모두 반구형 전극이 사용됨에 따라 상·하부에 균일하고 강한 압입이 발생한 것으로 해석된다. 반면, 16D+Flat 조합은 강도 증가에 따른 압흔 깊이 증가 기울기가 상대적으로 작고 완만하게 나타났다. 이는 하부의 Flat 전극이 압흔 형성을 억제함으로써 상부 압흔만이 증가하고, 총 압흔 깊이는 제한적인 수준에서 유지되기 때문으로 판단된다.
Fig. 8
Changes in the indentation depth due to increased tensile shear strength by welding electrode combination
이러한 결과는 외관 품질 확보와 고강도 용접의 균형을 고려할 때, Flat 전극을 이용한 비대칭 조합이 보다 우수한 해법이 될 수 있음을 시사한다. 특히, 강도를 확보하면서도 압흔을 최소화해야 하는 건설기계 외장 부품 등에는 16D+Flat 전극조합이 적합할 수 있다. Flat 전극은 넓은 면적으로 인해 냉각 성능이 상대적으로 떨어지며, 장시간 사용 시 표면 산화 및 변형 가능성이 존재한다. 이로 인해 장기적인 품질 유지 측면에서는 전극 표면의 정기적인 관리 및 유지보수가 필요할 수 있다.
4. 결 론
본 연구에서는 굴삭기 사이드 도어의 외관 품질 향상을 위해서 저항 점용접 공정 시 상용 전극과 평판 전극 적용을 통해 저항 점용접성을 평가 및 비교하였다. 전극 조합별로 용접조건 변화에 따른 인장강도와 압흔을 측정 및 분석하였으며 그 결과 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.
1) 동일한 가압력 및 용접시간 조건에서 16D+Flat 조합은 16D+16D 조합 대비 약 1~1.5 kA 더 높은 용접 전류가 요구되었다.
2) 전극조합 16D+Flat 인 경우 상부의 압흔 깊이만 증가하며, 용접시간 변화에 따른 압흔의 증가 기울기가 16D+16D에 비해 크게 나타난다.
3) 전극조합 16D+Flat의 경우 하부의 압흔 깊이가 30 um 미만이며, 용접조건에 따른 변화가 크지 않았다.
4) 총 압흔 깊이는 전극조합 16D+16D가 전극조합 16D+Flat에 비해 크게 나타나며, 용접시간 변화에 따른 압흔의 증가 기울기 또한 크게 나타난다.
5) 용접강도와 편차, 압흔을 고려 시 가압력 300 kgf, 용접전류 10 kA, 용접시간 300 ms가 본 연구의 소재 조합에서 적정 용접조건으로 판단되었다.
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