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2019년 2월 석사학위 논문

알루미늄 합금과 스테인리스강의 AC 펄스 MIG 브레이징 시 와이어

위치에 따른 용접성 평가

조선대학교 대학원

용접․접합과학공학과

배 재 용

알루미늄 합금과

스테인리스강의 AC 펄스 MIG 브레이징 시 와이어 위치에

따른 용접성 평가

Evaluation on Weldability of Aluminium Alloy to Stainless Steel Joint by AC Pulse MIG Brazing for

Various Wire Positions

2019년 2월 25일

조선대학교 대학원

용접․접합과학공학과

배 재 용

알루미늄 합금과

스테인리스강의 AC 펄스 MIG 브레이징 시 와이어 위치에

따른 용접성 평가

지도교수 방 희 선

이 논문을 공학 석사학위신청 논문으로 제출함

2018년 10월

조선대학교 대학원

용접․접합과학공학과

배 재 용

배재용의 석사학위논문을 인준함

위원장 조선대학교 특임교수 방한서 (인) 위 원 조선대학교 교수 방희선 (인) 위 원 조선대학교 조교수 송국현 (인)

2018년 11월

조선대학교 대학원

CONTENTS

List of Figures · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · Ⅲ List of Tables · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · Ⅴ Abstract · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · Ⅵ

1장. 서론 · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · 1

1.1 연구 배경 및 목적 · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · 1

1.2 국내․외 기술 동향 · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · 4

1.3 AC 펄스 MIG 용접 · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · 6

1.3.1 가스 메탈 아크 용접 ··· 6

1.3.2 AC 펄스 MIG 용접의 특성 ··· 11

1.4 알루미늄 및 스테인리스강 소재의 특징 · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · 15

1.4.1 알루미늄 소재의 특징 ··· 15

1.4.2 스테인리스강 소재의 특징 ··· 17

2장. 연구 방법 · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · 19

2.1 연구방법 · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · 19

2.2 실험방법 및 용접조건 · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · 21

2.2.1 사용소재 및 용접법 ··· 21

2.2.2 실험장비 ··· 24

2.2.3 용접조건 ··· 25

2.3 용접부 특성 평가 방법 · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · 27

2.3.1 공정변수에 따른 용접부 표면 및 단면 특성 평가 ··· 27

2.3.2 용접부 인장-전단강도 평가 ··· 29

3장. 연구 결과 · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · 31

3.1 공정변수에 따른 용접부 표면 및 단면 특성 · · · · · · · · · · · · · · 31

3.1.1 표면 특성 ··· 31

3.1.2 젖음각 및 접합계면 길이 특성 ··· 33

3.1.3 금속간화합물 특성 ··· 37

3.2 인장-전단강도 특성 · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · 43

3.2.1 젖음각 및 접합계면 길이의 영향 ··· 43

3.2.2 금속간화합물의 영향 ··· 47

4장. 결론 · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · 48

참고문헌 · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · 50

List of Figures

Fig. 1.1 Fe-Al binary phase diagram ··· 2

Fig. 1.2 Steel and Aluminum market volume ··· 3

Fig. 1.3 Aluminium production and consumption in the world ··· 3

Fig. 1.4 Schematic diagram of GMAW Process ··· 6

Fig. 1.5 Schematic diagram of GMAW droplet metal transfer ··· 10

Fig. 1.6 Schematic illustration of AC Pulse MIG current waveform ··· 12

Fig. 1.7 Comparison of wire melting rate at different EN ratios and welding currents ··· 14

Fig. 1.8 Comparison schematics of GMAW polarity ··· 14

Fig. 1.9 Classification of stainless steel ··· 18

Fig. 2.1 Flow chart of thesis ··· 20

Fig. 2.2 Configuration of Al 6061-T6 to STS 304L lap jointed specimen ··· 23

Fig. 2.3 AC pulse MIG welding equipment and 6 axis welding robot ··· 24

Fig. 2.4 Schematic of wire position in lap jointed specimen ··· 26

Fig. 2.5 OM and SEM equipments ··· 28

Fig. 2.6 Schematic of shear-tensile test specimen ··· 29

Fig. 2.7 Universal testing machine ··· 30

Fig. 3.1 Schematic of wetting angle and joint interface length ··· 34

Fig. 3.2 Wetting angle and joint interface length of lap joints with welding current for various wire positions ··· 36

Fig. 3.3 Thickness of intermetallic compound of lap joints current 75A for various wire positions ··· 37

Fig. 3.4 SEM mapping photo of lap joints welding current 75A for various wire positions ··· 38

Fig. 3.5 Thickness of intermetallic compound of lap joints in the wire position B for various currents ··· 39

Fig. 3.6 SEM mapping photo of lap joints in the wire position B for various currents ··· 40

Fig. 3.7 EDS analysis of intermetallic compound of lap joints at welding current 85A for wire position B ··· 42 Fig. 3.8 A Fractured lap joints after of shear-tensile test ··· 43 Fig. 3.9 Shear-tensile strength of lap joints with current for various wire positions ··· 44

List of Table

Table. 1.1 Characteristics and classification of aluminum alloy ··· 16

Table. 1.2 Characteristics and classification of stainless steel ··· 18

Table. 2.1 The chemical composition in Al 6061-T6 (Wt%) ··· 22

Table. 2.2 The mechanical properties in Al 6061-T6 ··· 22

Table. 2.3 The chemical composition in STS 304L (Wt%) ··· 22

Table. 2.4 The mechanical properties in STS 304L ··· 22

Table. 2.5 The chemical composition in ER 5356 aluminium wire (Wt%) ··· 23

Table. 2.6 The mechanical properties in ER 5356 aluminium wire ··· 23

Table. 2.7 Welding conditions for Al 6061-T6 and STS 304L ··· 26

Table. 2.8 Keller‘s etching reagent ··· 28

Table. 3.1 Bead appearance of lap joints with current for various wire positions ··· 32

Table. 3.2 Cross section of lap joints with welding current for various wire positions ··· 35

Table. 3.3 Wetting angle and Joint interface length of lap joints with welding current for various wire positions ··· 36

Table. 3.4 Results of Shear-tensile test of lap joints with welding current for various wire positions ··· 44

Table. 3.5 Wetting angle, Joint interface length and shear-tensile strength of lap joints with current for various wire positions ··· 46

ABSTRACT

Evaluation on Weldability of Aluminium Alloy to Stainless Steel Joint by AC Pulse MIG Brazing for Various Wire

positions

Bae Jae-Yong

Advisor : Prof. Bang, Hee-Seon, Ph.D.

Department of Welding and Joining Science Engineering,

Graduate School of Chosun University

Recently, the development of technologies to reduce energy and protect the global environment of automobiles, aircraft, rail vehicles and ships has been actively underway. Lightweight technologies include efficient engine development, application of lightweight materials and structural rationalization. As part of reduce lightweight, it is used for ultra-high strength steel plates and steel materials is replaced by Al and Mg alloys.

Compared to steel materials, Al alloys have about four times the thermal conductivity, two times the specific heat and 1.5 times the melting latent heat. And the low melting temperature and difficult to concentrate energy in heat source. Also, The surface is easily oxidized and the formed aluminum oxide film has a high hardness and high melting point, so that it is difficult to remove.

In this study, AC pulse MIG welding process as a method for Al 6061-T6 to STS 304L lap joint. Study about Jointability of electrode wire position and welding current affect to Al 6061-T6/STS 304L lap joint.

Aluminum alloy Al 6061-T6 with 2mm and Stainless steel STS 304L with 3mm thickness are adopted as base metal in this study. The filler wire used 1.2mm diameter of ER5356. Welding current and electrode wire position were adopted as welding parameter. Welding current were 55, 65, 75, 85, 95, 105A and electrode wire position were A(STS side), B(STS/Al corner), C(Al top side). Al 6061-T6 and STS 304L lap jointed strength were came from joint interface and wetting angle. So measured joint interface length and wetting angel by cross sectioned macro specimen. Also, did the Shear-tensile test, and analysis joint interface length, wetting angle and shear-tensile strength. Additionally, did the SEM/EDS analysis for the formation of intermetallic compound amount and component change of electrode wire position and welding current.

As a result, electrode wire position A(STS side) is the best wire position and welding current is 75A. Which is highest shear-tensile strength(7.13kN).

And intermetallic compound seems FeAl₃, which is very brittle intermetallic compound.

제 1 장 서 론

1.1 연구 배경 및 목적

최근 다양한 산업에서 이종 경량금속 접합에 대한 수요가 증가하고 있는 추세이 다. 우주항공, 자동차, 조선 등의 현대 산업의 급격한 발전으로 에너지 절감, 제조 비용 감소, 구조적인 요구 성능 등이 중요해짐에 따라 이종금속의 접합이 대두되고 있다. 알루미늄 합금과 스테인리스강은 일반적으로 용접 산업에서 많이 사용되는데 이는 경량화, 고강도, 높은 부식저항성 등의 장점 때문이다.[1]

그러나 용접 분야에서 알루미늄 합금과 스테인리스강의 금속 접합 시 좋은 용접 성을 얻기 어렵다. 일반적인 용융 용접은 스테인리스강과 알루미늄 합금의 낮은 고 용도와 큰 물리적, 화학적 특성 차이로 금속간화합물(Intermetallic compound, IMC)을 생성시킨다. 생성되는 금속간화합물은 취성적인 Fe-Al계 금속간화합물로, 용접부의 강도를 저하시킨다. Fe-Al계 금속간화합물에는 Fig. 1.1에 나타낸 Fe-Al 이원상태도에서 볼 수 있듯이 총 5가지의(FeAl, Fe₃Al, FeAl₂, Fe₂Al₅, FeAl₃) 금속 간화합물이 존재한다. Fe와 Al의 함량 비율에 따라 생성되는 Fe-Al계 금속간화합물 이 달라지게 되는데, Al의 함량이 증가할수록 취성적인 금속간화합물이 생성된다.

이러한 용융용접 시의 문제점을 해결하기 위해 확산접합, 폭발용접, 브레이징, 마 찰접합, 마찰교반용접 등이 적용되고 있다. 그러나 이러한 방법들은 용접재의 크기 와 형상에 제한을 받거나 접합하는데 오랜 시간이 걸리고 설비 자체가 고가이므로 생산성이 낮다는 문제점이 있다.[2]

최근에 용접-브레이징 공정이 알루미늄 합금과 스테인리스강의 이종소재 접합에 큰 잠재력이 있다고 보고되고 있다. 용접-브레이징 공정은 알루미늄 합금과 용가재 가 용융되고, 스테인리스강은 용융된 용가재와 모재 금속에 의해 브레이징 되며 접 합부는 두 가지의 특성을 지니게 된다. 이러한 공정은 아크용접, 레이저용접, 전자

빔 용접 등으로 사용된다. 특히, MIG(Metal Inert Gas)/GMAW(Gas Metal Arc Welding)는 높은 생산성과 넓은 적용범위로 인해 일반적으로 사용된다.[3]

DC 펄스 MIG를 사용할 경우보다 상대적으로 저입열 공정인 AC 펄스 MIG를 사용하 여 금속간화합물의 형성을 줄일 수 있다. AC 펄스 MIG 용접은 주파수에 따라 극성 이 바뀌기 때문에 정극성 특성과 역극성 특성이 순차적으로 발생한다. 그러므로 정 극성과 역극성의 시간을 변화시키면 극성에 따라 모재와 용접봉에 발생하는 열량을 제어하면서 산화막을 제거하는 청정효과도 얻을 수 있다.[4]

따라서 본 연구에서는 AC 펄스 MIG 용접-브레이징을 이용하여 알루미늄 합금과 스테인리스강의 겹침 이음 시 와이어 위치에 따른 용접 특성을 파악하고자 한다.

Fig. 1.1 Fe-Al binary phase diagram

Fig. 1.2 Steel and Aluminum market volume

Fig. 1.3 Aluminium production and consumption in the world

1.2 국내․외 기술 동향

알루미늄 합금과 스테인리스강 간의 용접 시 생성되는 취성적인 금속간화합물을 억제하기 위한 연구가 진행되고 있다. Ryoichi 등은 알루미늄 합금과 스테인리스강 간의 마찰교반용접(Friction Stir Welding, FSW)시 생성되는 금속간화합물의 두께 가 강도에 미치는 영향에 대해 연구하였다. 알루미늄 합금과 스테인리스강의 마찰 교반용접시 금속간화합물의 두께가 얇을수록 인장강도가 상승하였다.[5] Zheng 등 은 마찰교반용접시 알루미늄 합금과 스테인리스강 사이에 아연을 필러메탈로 사용 시, 이에 따른 용접성에 대해 연구하였다. 그러나 마찰교반용접의 경우 용접재의 구조가 복잡한 형상일 경우 적용하기 어려운 단점이 있다.[6]

Qiu 등은 저항점용접(Resistance Spot Welding, RSW)을 이용하여 알루미늄 합금 과 스테인리스강의 접합 가능성에 대해 연구하였다. 그러나 저항점용접의 경우 빠 른 공정에 따른 산업 적용이 기대되나 기계적 특성이 낮아 적용하기 어렵다.[7]

이러한 문제점을 해결하기 위한 방안으로 가스 텅스텐 아크 용접(Gas Tungsten Arc Welding, GTAW) 공정을 저입열 방식을 적용하여 접합하는 연구도 보고되고 있 다. 특히, 가스 텅스텐 아크 용접법의 경우 용가재의 종류에 따른 브레이징 특성에 관한 연구가 주를 이루고 있다. Cheepu 등은 Al 5083과 STS 304 간의 TIG 용접-브 레이징 시 Al-Cu를 용가재로 사용 시 입열에 따른 용접-브레이징 특성에 대해 연구 하였다.[8] Song 등은 Al 5A06과 SUS321 간의 TIG 용접-브레이징 시 Al-Si 4047 용 가재를 사용 시 용융된 용가재의 퍼짐 특성에 대해 연구하였다.[9]

용접재의 구조와 생산성 향상을 위한 방안으로 가스 메탈 아크 용접 공정에 대한 연구도 활발하게 진행되고 있다. Li 등은 알루미늄 합금과 스테인리스강의 MIG 용 접-브레이징 시 효과적인 펄스와 펄스 주파수 및 펄스 온 펄스에 대해 연구를 하였 다.[10] Shah 등은 MIG 용접 시 용가재의 종류에 따른 알루미늄 합금과 스테인리스 강의 용접성에 대해 연구하였다.[11]

국내의 경우 이원배 등은 마찰교반접합한 알루미늄 합금과 스테인리스강의 계면 성질에 대해 연구하였다.[12] 레이저 용접을 이용하여 알루미늄 합금과 스테인리스 강을 용접한 연구사례도 보고되고 있다. 이철구 등은 레이저를 이용한 알루미늄 합 금과 스테인리스강의 용접 시 레이저 출력, 펄스 폭, 주파수에 따른 용접성에 대해 연구하였다.[13] 방한서 등은 알루미늄 합금과 스테인리스강의 마찰교반용접시의 문제점을 해결하기 위한 방안으로 TIG-FSW 하이브리드 공정에 대한 연구를 하였다.

마찰교반용접한 경우는 용접부 계면에서 취성 파단이 일어났으나 TIG-FSW 하이브리 드 용접의 경우는 열영향부에서 연성 파단이 일어났다.[14] 따라서 국내․외로 스테 인리스강과 알루미늄 합금의 접합 방법에 대한 연구가 활발하게 이루어지고 있다.

1.3 AC 펄스 MIG 용접

1.3.1 가스 메탈 아크 용접

1) 가스 메탈 아크 용접의 원리

가스 메탈 아크 용접(GMAW)은 기본적으로 용가재로서 작용하는 소모성 전극 와이 어(Electrode wire)를 일정한 속도로 용융지에 송급하면서 전극 와이어와 모재 (Base metal) 사이에 전류를 통전시켜 아크가 발생되도록 하는 용접법이다. 가스 메탈 아크 용접은 연속적으로 송급되는 전극 와이어가 아크의 높은 열에 의해 용융 되어 아크 기둥을 거쳐 용융지로 이행하게 되며, 용융부위는 가스노즐을 통하여 공 급되는 보호가스에 의해 주위의 대기로부터 보호된다. Fig. 1.4에 가스 메탈 아크 용접의 공정 모식도를 나타내었다.

가스 메탈 아크 용접은 사용되는 보호가스의 종류에 따라 분류되며, 순수한 CO2 를 사용하는 것을 마그(Metal Active Gas, MAG)용접이라 하고, Ar 가스와 같은 물 리적, 화학적으로 안정한 불활성 가스를 사용하는 것을 미그(Metal Inert Gas, MIG)용접이라고 부르며 알루미늄 합금의 용접에서 용융금속의 산화 방지를 위해 사 용된다.[15]

Fig. 1.4 Schematic diagram of GMAW Process

2) 가스 메탈 아크 용접의 극성

용접 아크는 전극과 모재 사이에 발생되며, 전기 에너지를 용접 열원으로 변화시 켜 주는 역할을 한다. 전극과 모재는 용접기의 양극 또는 음극으로 연결하며, 이를 극성(Polarity)이라 한다. 극성은 직류 정극성(Direct Current Electrode Negative, DCEN), 직류 역극성(Direct Current Electrode Positive, DCEP), 교류 (Alternative Current, AC)로 구분하며 이러한 극성에 따라 용접봉과 모재의 용융 량과 아크 안정성(Arc stability)이 변화하게 된다.

DCEN 극성은 전극을 전원의 음극에 연결하고 모재를 양극에 연결하는 극성이다.

가스 메탈 아크 용접에서 DCEN 극성으로 용접하면 용접 전류는 대부분 무게가 가벼 운 전자에 의해 흐르고 아크의 전자가 양극에 충돌하면 전자가 보유한 열 및 운동 에너지를 양극에 방출하게 되므로 양극에서 발생하는 열량은 음극에 비해 증가한 다. 따라서 모재의 용융량은 많아지고, 와이어의 용융량은 작아진다. DCEN 극성은 용적표면에 발생하는 음극점(Cathode spot)이 산화막을 따라 이동하거나 음극 제트 (Cathode jet)가 발생하여 DCEP 극성에 비해 용적이행과 아크가 약간 불안하게 된 다.

DCEP 극성은 전극을 전원의 양극에 연결하고 모재를 음극에 연결하는 극성이다.

가스 메탈 아크 용접에서 DCEP 극성으로 용접하면 모재의 용융량이 작아지고, 와이 어의 용융량은 많아지며 DCEN 극성에 비해 아크의 안정성이 증가된다. 따라서 가스 메탈 아크 용접에서 안정된 아크를 얻기 위해 DCEP 극성을 사용한다. 또한 알루미 늄 합금의 용접 시 보호가스로 Ar 가스를 사용할 경우 알루미늄 산화막(Oxide film)을 제거하는 청정효과(Cleaning effect)가 있다.[16]

AC 극성은 DCEP 극성과 DCEN 극성이 주기적으로 반복함으로 DCEP 극성과 DCEN 극 성의 효과를 동시에 얻을 수 있다. DCEP 극성보다 깊은 용입을 얻을 수 있으며 DCEN 극성일 때는 없는 알루미늄 청정효과를 얻을 수 있다.[17]

3) 가스 메탈 아크 용접의 용적이행

용적이행(Metal transfer)이란 용접 와이어 끝의 용융부 또는 용적이 아크를 통 해 모재의 용융풀로 이행되는 현상을 말한다. 이러한 용적이행은 용접공정의 생산 성과 품질에 큰 영향을 미친다. 용적이행에 영향을 미치는 인자로는 용접 전류 (Welding current), 보호 가스(shielding gas), 용접봉의 재질, 와이어 돌출길이 (Wire extension), 극성 등의 조건에 따라 영향을 받는다.

용적이행 모드는 IIW(International Institute of Welding) 기준에 의하면 단락 (Short circuiting)이행, 입상(Globular)용적이행, 스프레이(Spray)이행모드로 분 류되며 입상용적이행과 스프레이이행 모드를 합하여 자유 비행모드(Free-flight mode)라 부르며 스프레이이행 모드는 전류가 증가함에 따라 프로젝티드 (Projected), 스트리밍(Streaming), 회전(Rotating) 모드로 세분된다. 용적이행 모 드에 따른 분류 모식도를 Fig. 1.5에 나타내었다.

단락이행 모드는 용적이 모재의 용융풀과 접촉하여 용적이 용융풀로 이행되는 현 상을 말한다. 단락이행이 발생하려면 용적이 와이어 끝단에 부착된 상태에서 용융 풀에 접촉하여야 하므로 전류가 낮고 아크 길이가 짧아야 한다. 그러므로 단락이행 모드는 주로 저전류, 저전압의 영역에서 발생하며, 입열량이 작기 때문에 박판 용 접에 적합하다. 그러나 단락이행 모드를 사용하면 스패터(Spatter)가 많이 발생한 다. 스패터는 공작물의 표면에 부착되어 균열 발생의 원인이 되고 용접 토치의 내 부에 부착되어 보호 가스의 흐름을 방해하므로 스패터 발생은 용접품질과 생산성을 저하시킨다.

입상용적이행 모드는 용접봉의 지름보다 큰 용적이 아크를 통해 모재로 이행하는 현상을 말한다. 주로 중전류, 중전압의 영역에서 발생하며, 용접조건에 따라 입상 용적이행과 단락이행 모드가 혼합되어 발생하기도 한다. 입상용적이행 모드는 큰 용적이 이탈하므로 아크 길이의 변화가 크고 이에 따라 용접 전압과 용접 전류의

변화도 스프레이이행 모드와 비교하여 크다.

스프레이이행 모드는 Ar 가스 나 Ar 혼합 가스를 사용하고 용접 전류가 천이전류 이상 증가하면 발생한다. 스프레이이행 모드는 전류가 증가함에 따라 프로젝티드, 스트리밍 및 회전 모드로 변화한다. 천이전류 근처에서 발생하는 프로젝티드 모드 는 이탈 용적의 지름이 용접봉의 지름과 거의 비슷하다. 전류가 증가하면 용융부의 길이가 증가하고 테이퍼(Taper)가 발생하여 원추형과 유사한 형태인 스트리밍 모드 로 변화한다.

스트리밍 모드에서 용접봉 돌출부의 길이는 거의 변화하지 않으며 용적이 매우 높은 주파수로 이탈하기 때문에 용접 전류와 전압의 변화는 매우 작다. 프로젝티드 와 스트리밍 모드는 Ar 이 많이 함유된 가스를 사용하기 때문에 아크가 안정되고 스패터 발생이 적으며, 용입이 증가한다.

회전 모드는 스트리밍 모드보다 높은 전류 영역에서 발생하는 모드로써 저항열과 아크열에 의해 용융된 와이어의 끝이 전자기력의 영향을 받아 나선형 궤적을 그리 면서 빠른 속도로 용융풀로 이행된다. 회전 모드는 아크가 불안정하고 스패터가 크 게 발생하며 제어가 어렵기 때문에 실제 용접에서 널리 사용되지 않고 있다.

이러한 용적이행 방법 중 용접성 즉, 용접부의 기공 발생 빈도, 용접부의 균열 발생 저항성, 용접부의 강도 회복 능력이 가장 우수한 용적 이행 방법은 스프레이 이행이며 펄스 MIG 용접이 이에 속한다.[18]

(a) 입상용적 이행 (e) 회전 이행 (b) 반발 이행 (f) 폭발 이행 (c) 프로젝티드 이행 (g) 단락 이행 (d) 스트리빙 이행

Fig. 1.5 Schematic diagram of GMAW droplet metal transfer

1.3.2 AC 펄스 MIG 용접

1) AC 펄스 MIG 용접의 특성

AC 펄스 MIG 용접은 용접도중 와이어의 극성이 (+)극과 (-)극으로 주기적으로 교 차하며 바뀌게 된다. 와이어가 (+)극이고 모재가 (-)극일 때에는 전자가 모재에서 와이어로 이동하며 열을 발생시켜 와이어의 용융이 많이 일어나게 된다. 또한 알루 미늄 용접 시 보호가스로 Ar 가스를 사용할 경우 청정효과(Cleaning effect)가 발 생한다.

역극성에서 청정효과가 발생하는 이유는 음극인 모재 표면에 존재하는 산화막에 서 전자가 발생하므로 아크가 산화막에 집중되어 고온에 의해 산화막을 파괴하기 때문이다. 또한 아크 기둥에서 발생한 양이온이 음극인 용융부 표면에 충돌하면서 산화막을 제거한다.[19]

반대로 와이어가 (-)극이고 모재가 (+)극일 때에는 전자가 와이어에서 모재로 이 동하며 열을 발생시켜 모재에 입열이 많이 발생하게 되어 보다 깊은 용입을 얻을 수 있다. 그러나 일반적인 AC MIG는 주파수의 2배에 해당하는 빈도로 아크가 소멸, 재생성 되므로 아크가 항상 불안정하다.

AC 펄스 MIG 용접은 DCEP 극성과 DCEN 극성의 두 구간을 두어 두 구간을 EN 극성 비율에 의해 주기적으로 반복하는 용접법으로서, DCEP 극성과 DCEN 극성의 두 가지 효과를 동시에 얻을 수 있는 용접방법이다.[20]

Fig. 1.6은 AC 펄스 MIG 용접의 전류파형을 나타내며 AC 펄스 MIG 용접의 전류파 형은 식 (1.1)과 같이 EN 극성 비율로 표현된다. 여기서, I_EP 는 EP 구간의 평균전 류(A), IEN 는 EN 구간의 평균전류(A), TEP 는 EP 구간의 시간(sec), TEN 는 EN 구간 의 시간(sec)을 나타낸다.

Fig. 1.6 Schematic illustration of AC Pulse MIG current waveform

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•••••••••••••••••••••••• (1.1)

2) EN 비율에 따른 AC 펄스 MIG 용접의 특성

Fig. 1.7은 Ushio 등이 연구한 결과로, EN 비율이 증가할수록 일정한 용접 전류 에서는 와이어 용융속도가 높아지고, 일정한 와이어를 용융시키기 위해 필요한 용 접 전류는 감소하는 것을 알 수 있다.[21]

EN 구간에서 용적은 아크에 의해 균일하게 덮혀 있고, 음극점이 용적 위에서 형 성되어 아크열이 와이어를 녹이는데 효과적으로 사용됨에 따라 와이어의 용융속도 가 빠르며, 용적은 크고 저온의 용적이 된다. 그러나 음극점은 양극점과 같이 고정 되어 있지 않고, 음극의 표면 위를 불규칙적으로 빠르게 이동하는 특성이 있어 아 크는 불안정해진다.[22]

EP 구간에서 아크는 용적 아랫부분에 집중되어 용적 아랫 부분이 과열되고 그 결 과 아크열이 와이어를 용융시키는데 효과적으로 사용되지 못하여 와이어의 용융속 도가 느리며 용적은 작고 고온의 용적이 된다.[23]

따라서 EN 비율이 증가함에 따라 용적의 온도, 용입 깊이, 비드폭은 감소하게 되 며 비드높이는 높아지고, 용착량은 증가하게 된다. 따라서 용착량의 증가로 인한 고속 용접이 가능하게 되며 일정한 와이어 송급 속도에서는 EN 비율이 증가함에　 따라 용접 전류는 감소하여 입열이 낮아지게 된다. 이러한 상관관계를 Fig. 1.8에 모식도로 나타내었다.[24]

Fig. 1.7 Comparison of wire melting rate at different EN ratios and welding currents

Fig. 1.8 Comparison schematics of GMAW polarity

1.4 알루미늄 및 스테인리스강 소재의 특징

1.4.1 알루미늄 소재의 특징

알루미늄은 산소와 규소 다음으로 지구상에 많은 원소이다. 하지만 알루미늄은 비교적 큰 산화성 때문에 다른 금속에 비해 늦게 분리 되었다. 금속의 반응성을 보 면, 마그네슘(Mg), 알루미늄(Al), 아연(Zn) 순서이다. 이러한 비교적 큰 반응성 때 문에 산화알루미늄(Al₂O₃) 등의 산화물 형태로 존재했지만 18세기에 전기 분해로 인 한 정제 기술이 개발되면서 처음으로 순수하게 분리 되었다. 알루미늄의 비중은 2.7로 마그네슘 다음으로 가벼운 금속이다.

알루미늄 합금은 항공 우주 산업이나 일반 공업용 차량, 조선, 건축, 토목, 화학 및 식품 등 여러 공업 분야에 널리 사용되고 있다. 알루미늄은 pH 4.5 ~ 8.5의 환 경에서 산화 피막이 모재를 보호하기 때문에 내식성은 우수하지만 이온화 경향이 커서 부식 환경에서 철, 구리, 납 등과 접촉하면 부식이 심하게 발생되고 수은은 ppm 단위만으로도 심하게 부식된다.

순수 알루미늄은 강도가 낮으므로 Mn, Si, Mg, Cu, Zn, Cr 등을 첨가하여 주로 석출 경화에 의한 강도 향상을 위해 사용한다. 일반 탄소강에 비해 열전도도와 전 기 전도도는 약 4배 정도로 크고, 자성이 없으며, 선팽창계수는 약 2배 정도로 커 서 용접성은 많이 떨어지는 재료이다.

알루미늄 합금은 전신재와 주물, 다이캐스팅 합금으로 분류하거나 열처리 유무에 의해 열처리 합금과 비열처리 합금으로 분류하기도 한다. 이에 따른 합금명과 특 성, 용도는 Table. 1.1에 나타내었다. 6XXX계(Al-Mg-Si계) 합금은 내식성, 강도, 성형가공성, 용접성이 우수하지만 용접부가 용접 열에 의해 연화되는 단점이 있다.

6061 합금은 차량용 재료 및 건축용 재료, 6063 합금은 건축용 샤시재, 6N01 합금 은 대형 용접용 형재로서 철도차량 또는 선박용으로 사용되고 있다.[25]

Table. 1.1 Characteristics and classification of aluminum alloy

구분 합금명 특성 용도

비열처리형 (고용 경화)

1XXX(pure Al) 내식성, 도전성, 성형가공 성 우수

도전재, 화학 공업 용, 식품용기

3XXX(Al-Mn계) 용접성, 내식성, 성형가공 성 우수

주방용품, 판금재 료

4XXX(Al-Si계) 내마모성, 내열성 피스톤, 용접봉

5XXX(Al-Mg계) 용접성 양호, 내식성 우수

건축, 차량, 선박, 가드레일, 액화가 스설비

열처리형 (석출 경화)

2XXX(Al-Cu-Mg계) 기계적 성질, 절삭성 우수, 고강도

기계부품, 항공기 기, 광학부품

6XXX(Al-Mg-Si계) 용접성, 내식성 양호 건축용 및 구조용 재료

7XXX(Al-Zn-Mg계) 용접성 우수, 고강도 방산용 재료, 용접 구조재

1.4.2 스테인리스강 소재의 특징

스테인리스강은 Fe에 Cr이 11-12% 이상 함유 되어 있는 강으로서, 강의 표면에 대기 중에서 안정하며 매우 앓고 연속적인 Cr의 산화피막이 형성되어 표면을 화학 반응으로부터 보호해 줌으로써 내식성을 갖게 한다. 스테인리스강은 습식과 건식분 위기에서 높은 내식성을 가지며, 가공성, 내열성 내마모성이 우수하여 적용분야가 매우 광범위하다.

스테인리스강은 Fig. 1.9에 나타낸 바와 같이 화학성분에 따라 Fe-Cr계와 Fe-Cr-Ni계로 크게 구별하며, 상온에서의 금속조직에 따라 오스테나이트 (Austenite)계, 페라이트(Ferrite)계, 마르텐사이트(Martensite)계, 오스테나이트- 페라이트의 2상(Duplex)계 및 석출경화(Precipitation hardening)계로 분류된다.

스테인리스강의 종류에 따른 특성 및 용도는 Table. 1.2에 나타내었다.

스테인리스강은 구조용 탄소강과는 상당히 다른 물리적 성질을 가지고 있다. 대 표적인 차이점으로는 열전도가 연강에 비하여 작고(연강의 약 ⅓), 열팽창계수는 오스테나이트계에서는 연강보다 약 1.5배 크며 마르텐사이트계와 페라이트계에서는 연강과 거의 같다. 이와 같은 차이점 때문에 용접후의 냉각속도는 연강의 경우보다 완만하지만, 오스테나이트계에서는 용접에 의한 변형이 연강보다 대단히 크다.

오스테나이트계 스테인리스강은 고온강도가 높고, 내식성, 인성 및 용접성도 우 수하기 때문에 스테인리스강 중에서 가장 많이 사용되고 있다. 페라이트계 스테인 리스강은 고온에서 상온까지 대부분 페라이트 단상 조직을 나타내지만 일부는 고온 에서 생성되는 소량의 오스테나이트 상이 급랭에 의해 마르텐사이트 조직으로 변태 함에 따라 상온에서는 페라이트와 소량의 마르텐사이트 조직이 혼재하기도 한다.

이 강재는 응력부식균열이 오스테나이트계 스테인리스강보다 우수하다는 장점이 있 다. 마르텐사이트계 스테인리스강은 고온에서 오스테나이트 상이 안정화 될 수 있 는 범위의 탄소와 니켈을 포함하는 강으로서 상온으로 냉각되면 마르텐사이트 조직

을 나타낸다. 비록 스테인리스강 중에서 내식성은 가장 나쁘지만 강도가 높고 탄소 함량이 낮은 경우에는 템퍼링을 통해 인성을 향상시킬 수 있다.[26]

Fig. 1.9 Classification of stainless steel

Table. 1.2 Characteristics and classification of stainless steel

구분 특성 용도

오스테나이트계 내식성, 비자성 건축물 내외장, 주방기구, 화학설비, 철도 차량

페라이트계 고온 취성, 자성 난방용기, 자동차부품, 주방기구

마르텐사이트계 고강도, 자성 기계부품, 절단용기구, 의료기구

제 2 장 연구 방법

2.1 연구 방법

1장에서는 본 연구의 배경 및 목적과 국내외 기술동향, 용접 공정의 원리 및 소 재의 특성에 대해 서술하였다.

2장에서는 본 연구에 사용된 재료, 용접법 및 용접 조건 등 실험 방법에 대해 서 술하였으며 와이어 위치, 용접 전류의 변화에 따른 Al 6061-T6와 STS 304L의 AC 펄 스 MIG 브레이징성을 주안점으로 고찰하였다.

3장에서는 용접부의 기계적, 금속학적 특성 평가를 위해 Al 6061-T6와 STS 304L 의 겹침 이음 용접부의 기계적 특성 평가로 인장-전단 강도 시험을 실시하였고 금 속학적 특성 고찰을 위해 마크로 단면 분석 및 SEM/EDS 분석을 실시하였다. 또한 와이어 위치와 용접 전류에 따른 젖음각, 접합계면 길이와 인장-전단 강도와의 상 관관계와 금속간화합물의 영향에 대해 고찰하였다.

4장에서는 Al 6061-T6와 STS 304L의 AC 펄스 MIG 겹침 이음 용접부에서 와이어 위치와 용접 전류의 영향에 대해 요약 및 결론 도출을 실시하였다.

1장. 서 론

• 본 연구의 배경 및 목적, 국내․외 기술 동향, 용접 공정의 원리 그리고 소재 의특성에 대하여 서술

2장. 연구 방법 및 조건

- 사용 재료 : Al 6061-T6 2mm, STS 304L 3mm, ER 5356 1.2∅

- 용접법 : AC 펄스 MIG 용접(겹침 이음)

• 본 연구의 실험 방법에 대하여 서술

• 와이어 위치, 용접 전류 변화에 따른 알루미늄 합금과 스테인리스강의 용접 성을 주안점으로 고찰

3장. 용접부 기계적 및 금속학적 특성 평가

• Al 6061-T6, STS 304L의 겹침 이음 용접부의 기계적 특성(인장-전단 강도) 고찰

• Al 6061-T6, STS 304L의 겹침 이음 용접부의 금속학적 특성 고찰

4장. 결 론

• Al 6061-T6, STS 304L의 겹침 이음 용접부에서 와이어 위치와 용접 전류의 영향에 대하여 요약 및 결론 도출

Fig. 2.1 Flow chart of thesis

2.2 실험방법 및 용접조건

2.2.1 사용소재 및 용접법

본 연구에서는 AC 펄스 MIG 용접을 사용하여 Al 6061-T6와 STS 304L 이종소재 겹 침 이음 용접 시 용접 전류와 와이어 위치에 따른 용접-브레이징 특성에 대해 분석 하였다.

본 연구에서 사용한 판재는 열처리형 알루미늄 합금인 Al 6061-T6(두께 : 2mm)와 오스테나이트계 스테인리스강인 STS 304L(두께 : 3mm)로, 실험에 사용한 판재의 화 학적 조성은 Table. 2.1와 Table. 2.2에, 기계적 물성은 Table. 2.3와 Table 2.4에 각각 나타내었다. 또한 AC 펄스 MIG 용접 시 사용된 와이어는 1.2mm 직경의 ER 5356 와이어를 사용하였으며 실험에 사용된 와이어의 화학적 조성과 기계적 물성은 Table. 2.5와 Table. 2.6에 나타내었다.

실험에 사용된 시험편은 Al 6061-T6의 경우 길이 (L)=200mm, 폭(B)=100mm, 두께 (t)=2mm와 STS 304L의 경우 (L)=200mm, 폭(B)=100mm, 두께(t)=3mm로 각각 절단하여 시험편을 제작하였다.

용접은 Fig. 2.2에 나타낸 모식도와 같이 하판을 STS 304L로, 상판을 Al 6061-T6 로 20mm 겹쳐 AC 펄스 MIG 용접을 진행하였다. 용접 토치 각도는 전진각 10도, 측 면각 10도로 하였으며 CTWD(Contact To Workpiece Distance)는 15mm로 고정하여 실 험을 진행하였다.

Table. 2.1 The chemical composition in Al 6061-T6 (Wt%) Composition

Material Si Fe Cu Mn Mg Cr Zn Al

Al 6061-T6 0.4

~0.8 0.7 0.15

~0.4 0.15 0.1 0.04

~0.35 0.25 Bal.

Table. 2.2 The mechanical properties in Al 6061-T6

Material

Mechanical properties Yield strength

(MPa)

Tensile strength

(MPa) Elongation (%) Al

6061-T6 276 310 12

Table. 2.3 The chemical composition in STS 304L (Wt%) Composition

Material Cr Ni C Mn Si P S Mo Fe

STS 304L 18.81 10.05 0.017 1.27 0.38 0.024 0.007 0.101 Bal.

Table. 2.4 The mechanical properties in STS 304L

Material

Mechanical properties Yield strength

(MPa)

Tensile strength

(MPa) Elongation (%)

STS 304L 241 586 55

Table. 2.5 The chemical composition in ER 5356 aluminium wire (Wt%) Composition

Material Si Fe Cu Mn Mg Cr Zn Al

ER 5356 0.25 0.4 0.1 0.05

~0.2

4.5

~5.5

0.05

~0.2 0.1 Bal.

Table. 2.6 The mechanical properties in ER 5356 aluminium wire

Material

Mechanical properties Yield strength

(MPa)

Tensile strength

(MPa) Elongation (%)

ER 5356 131 268 17

Fig. 2.2 Configuration of Al 6061-T6 to STS 304L lap jointed specimen

2.2.2 실험장비

본 연구에서 사용된 AC 펄스 MIG 용접기는 Fig. 2.3에 나타낸 일본 Daihen社의 DW300 AC 펄스 MIG 용접기를 사용하였다. DW300의 주요 사양은 정격 출력 전류 30~300A, 정격 출력 전압 12~35V를 사용하며, 정격 사용율은 최대 80%이다.

용접에 사용된 로봇은 Fig. 2.3에 나타낸 일본 OTC社의 FD-V6을 사용하였다.

FD-V6의 주요 사양은 최대 허용 가반 하중 6kg의 수직다관절형 6축 로봇이다.

Fig. 2.3 AC pulse MIG welding equipment and 6 axis welding robot

2.2.3 용접조건

AC 펄스 MIG 용접으로 겹침 이음 용접을 할 경우 용접공정변수로는 용접 전류, 용접전압, EN 비율, 와이어 돌출길이(CTWD), 토치각도, 보호가스 및 보호가스 유 량, 와이어 위치, 이송속도 등 이 있다. 따라서 많은 공정변수로 인해 최적의 용접 조건을 설정하기가 매우 까다롭다.

또한 Al 6061-T6와 STS 304L의 겹침 이음 용접 시 발생하는 취성적인 금속간화합 물을(Fe-Al) 제어하기 위하여 입열을 줄일 필요가 있다.[27] 와이어 송급속도가 일 정할 때 EN 비율이 증가할수록 용입은 줄어들고 용착금속량은 증가하는데 이는 모 재로 들어가는 입열이 줄어든다는 것을 알 수 있다.[28, 29]

2mm의 Al 6061-T6와 3mm의 STS 304L의 겹침 이음 용접은 겹침부 20mm로 갭이 없 이 용접을 진행하였으며 EN 비율은 15%로 고정하였다. 또한 토치각도는 전진각 10 도, 측면각 10도로 하였으며 CTWD는 15mm로 고정하였다. 보호가스는 100% Ar 가스 를 사용하였으며 보호가스 유량은 18L/min, 용접속도는 50cm/min으로 하였다.[30]

용접용정 변수로는 용접 전류와 와이어 위치로, 용접 전류는 55A, 65A, 75A, 85A, 95A, 105A로 변화시켰으며 와이어 위치는 Fig. 2.4와 같이 A, B, C로 구분하 여 실험을 진행하였으며 세부 용접 조건은 Table. 2.7에 나타내었다. 와이어 위치 A는 STS 304L과 Al 6061-T6의 겹침 코너(Corner) 부분으로부터 STS 304L 방면으로 2mm 거리에 있는 위치이고, 와이어 위치 B는 STS 304L과 Al 6061-T6의 겹침 코너 부분, 와이어 위치 C는 Al 6061-T6의 겹침부 끝단의 모서리 부분이다.

Fig. 2.4 Schematic of wire position in lap jointed specimen

Table. 2.7 Welding conditions for Al 6061-T6 and STS 304L Welding process AC Pulse MIG

Type of joint Lap joint

Overlapping length (mm) 20

Electrode type ER 5356

Electrode diameter (mm) 1.2

Travel speed (cm/min) 50

Torch angle (deg.) 10

Gap (mm) 0

Shielding gas Ar 100%

Shielding gas flow rate (L/min) 18 Contact tip to work distance (mm) 15

EN ratio(%) 15

Current(A) 55, 65, 75,

85, 95, 105 Electrode wire position A, B, C

2.3 용접부 특성 평가 방법

2.3.1 공정변수에 따른 용접부 표면 및 단면 특성 평가

Al 6061-T6와 STS 304L의 겹침 이음 용접 시 EN 비율은 고정하고, 용접 전류와 와이어 위치에 따른 비드 폭, 젖음각(Wetting angle), 접합계면 길이(Joint interface length) 등을 측정하였다.

또한, Al 6061-T6와 STS 304L 계면의 Al-Fe계 금속간화합물의 생성량을 측정하기 위하여 SEM-EDS 분석도 진행하였다. SEM-EDS 분석은 Hitachi社의 S-4800 Scanning Electron Microscope(SEM), Energy Dispersive Spectroscopy(EDS)를 이용하였다.

분석 진행을 위하여 용접부를 절단, 핫 마운팅, 미세연마을 실시하였다. 핫 마운 팅을 실시하고 연마지를 사용하여 ＃400, ＃600, ＃800, ＃1000, ＃1200, ＃1500,

＃2000, ＃2400, ＃4000 순서로 연마를 수행하였다. 아울러 세밀한 연마를 위하여 Diamond paste 9㎛, 3㎛, 1㎛를 이용하여 미세연마를 순차적으로 진행하였다.

마크로 단면을 관찰하기 위하여 연마된 시험편을 Keller’s 부식액으로 10~30초 간 etching을 실시하였다. Keller’s 부식액은 증류수 50ml, 염산 15ml, 질산 25ml, 불산 10ml를 섞어 사용하였다. Keller’s 부식액의 사용량은 Table. 2.8에 나타내었다. 마크로 단면 관찰은 일본 OLYMPUS社의 BX51M 광학현미경을(Optical Microscope, OM) 사용하였다.

Table. 2.8 Keller‘s etching reagent Solutions Values(㎖) pure water(H2O) 50 Hydrochloric acid(HCl) 15 Nitric acid(HNO3) 15 Hydrofluoric acid(HF) 10

(a) OM equipment (b) SEM equipment Fig. 2.5 OM and SEM equipments

2.3.2 용접부 인장-전단강도 평가

용접부에 대한 인장-전단강도를 측정하기 위하여 인장-전단시편은 각 조건별로 3개씩 채취하였으며 시편은 Fig. 2.6과 같이 시험편을 제작하여 인장-전단시험을 진행하였다. 인장-전단시험에 사용된 장비는 Fig. 2.7의 일본 Shimadzu社의 20Ton UTM(Universal Testing Machine)이다. 시험편 길이 180mm, 폭 30mm, 물림부 길이 40mm로 하였으며 인장-전단시험 속도는 1mm/min으로 수행하였다. 인장-전단시편의 두께는 Al 6061-T6는 2mm, STS 304L은 3mm로 서로 다르기 때문에 STS 304L 방면에 는 2mm, Al 6061-T6 방면에는 3mm의 스페이서(Spacer)를 같이 물려 인장-전단시험 을 실시하였다.

Fig. 2.6 Schematic of shear-tensile test specimen

Fig. 2.7 Universal testing machine

제 3 장 연구 결과

3.1 공정변수에 따른 용접부 표면 및 단면 특성

3.1.1 표면 특성

Al 6061-T6와 STS 304L 겹침 이음부의 비드 표면을 Table. 3.1에 나타내었다.

용접 전류가 증가할수록 용착금속량이 증가함에 따라 비드폭이 넓어지는 경향을 보인다. 또한 와이어 위치가 C(Al top side)일 때는 비드 표면이 균일하지 않은 것을 확인 할 수 있다. 이는 와이어 위치가 알루미늄 합금의 위쪽 모서리 부분이 어서 모서리부분의 용융이 빨리 일어남에 따라 아크의 길이가 변화하게 되고 이로 인해 아크가 불안정해진다. 따라서 불안정해진 아크로 인하여 용적이 일정한 위치 에 떨어지지 못하여 비드 표면이 균일하지 못하게 된다.

용접 전류 105A에서는 와이어 위치 A, B, C 모두 STS 304L과 Al 6061-T6의 브레 이징 계면에서 용접 후 크랙이 발생하였다. 이는 상대적으로 높은 입열로 인하여 스테인리스강 계면과 알루미늄 합금의 계면에 생성되는 금속간화합물의 생성량이 증가하고, 취성적인 금속간화합물 층에서 상이한 두 금속의 열전도율과 물리화학 적 특성에 의해 냉각 시 크랙이 발생된 것으로 판단된다.

와이어 위치가 A(STS side)일 때는 비드 표면이 균일한 양상을 보이며, B(STS/Al corner)일 때 또한 균일하나 험핑 비드 등이 관찰되었다.

Table. 3.1 Bead appearance of lap joints with current for various wire positions

wire position Current (A)

A

(STS side)

B

(STS/Al corner)

C

(Al top side)

55

65

75

85

95

105

3.1.2 젖음각 및 접합계면 길이 특성

Table. 3.2는 용접된 Al 6061-T6와 STS 304L 겹침 이음부의 단면을 나타낸 표이 다. 55A에서는 적은 입열량에 의해 알루미늄 합금과 스테인리스강 계면에 제대로 브레이징 되지 못하여 가공 중 파단이 발생하였다. 와이어 위치 C일 때 용접 전류 65A, 75A 또한 가공 중 파단이 발생하였다.

Fig. 3.1에 나타내었듯이 Al 6061-T6와 STS 304L 겹침 이음부의 강도를 나타내 는 부분은 알루미늄 합금과 스테인리스강이 브레이징 된 접합계면이다. 젖음각 또 한 Al 6061-T6와 STS 304L 겹침 이음부의 강도에 중요한 역할을 하게 된다. 젖음 각이 작을수록 외부응력이 작용하였을 때 응력의 으름이 루트부에 덜 집중되어 더 많은 응력을 견딜 수 있다.

따라서 Al 6061-T6와 STS 304L 겹침 이음부 강도의 주요요소인 접합계면 길이와 젖음각의 측정값을 Fig. 3.2와 Table 3.3에 나타내었다. 65A에서는 와이어 위치가 A, B 모두 용가재와 알루미늄 합금의 용융량이 충분하지 못하여 스테인리스강 계 면에 제대로 퍼지지 못함에 따라 젖음각이 상대적으로 큰 것을 알 수 있다. 75A에 서는 용가재와 알루미늄 합금의 용융량이 적절하여 젖음각이 작아지는 것을 확인 할 수 있다. 그러나 75A 이상으로 용접 전류가 증가함에 따라 접합계면 길이도 증 가하나 젖음각 또한 증가하였다. 이는 용착금속량이 증가함에 따라 접합계면 길이 도 증가하지만 젖음각 또한 커진 것으로 판단된다.

그러나 와이어 위치 C에서는 용접 전류가 증가함에도 불구하고 접합계면 길이가 증가하지 않는 경향을 보인다. 이는 용접 시 불안정한 아크로 인해 비드가 균일하 지 않게 되고 이로 인해 측정된 접합계면 길이가 일정하지 않기 때문이다.

와이어 위치가 A일 경우가 B, C일 경우보다 젖음각이 낮은 것을 알 수 있다. 이 는 와이어 위치가 A일 경우 용적이 스테인리스강 계면으로 더 많이 퍼짐으로 인해 젖음각이 상대적으로 작아진 것으로 판단된다.

또한 와이어 위치가 C일 때 젖음각이 상당히 큰 것을 확인할 수 있는데 이는 용 융된 용가재와 알루미늄 합금이 스테인리스강의 접합계면으로 제대로 퍼지지 못함 에 따라 젖음각이 커진 것으로 판단된다.

Fig. 3.1 Schematic of wetting angle and joint interface length

Table. 3.2 Cross section of lap joints with welding current for various wire positions

wire position Current (A)

A (STS side) B (STS/Al corner) C (Al top side)

65 파단

75 파단

85

95

Table. 3.3 Wetting angle and Joint interface length of lap joints with welding current for various wire positions

Wire

position A (STS side) B (STS/Al corner) C (Al top side) Current

(A) 65 75 85 95 65 75 85 95 85 95 Wetting

angle (degree)

64.16 53.97 57.84 64.35 78.35 59.32 65.89 71.54 75.02 80.13

Joint interface

length (mm)

4.875 5.529 5.573 5.852 4.823 5.176 5.691 5.911 5.156 4.813

Fig. 3.2 Wetting angle and joint interface length of lap joints with welding current for various wire positions

3.1.3 금속간화합물 특성

1) 와이어 위치에 따른 금속간화합물 두께

와이어 위치에 따른 금속간화합물의 생성량을 확인하기 위해 금속간화합물의 두 께를 측정하였다. Fig. 3.3에 1000배율로 찍은 SEM 사진을 나타내었다. 같은 용접 전류인 75A에서 와이어 위치 A일 때의 금속간화합물의 평균두께는 3.57㎛, 와이어 위치 B일 때의 금속간화합물의 평균두께는 4.47㎛가 측정되었다. 와이어 위치가 A 일 경우가 B일 경우보다 금속간화합물의 평균두께가 얇음을 알 수 있다. 이는 와 이어 위치가 B일 경우가 A일 경우보다 Al 6061-T6로 들어가는 입열량이 증가함에 따라 용융되는 Al 6061-T6의 양이 증가하게 되고, 이로 인해 STS 304L 접합계면으 로 들어가는 입열량과 입열 유지시간이 증가함에 따라 금속간화합물의 두께가 증 가한 것으로 판단된다.

(a) wire position A (b) wire position B

Fig. 3.3 Thickness of intermetallic compound of lap joints current 75A for various wire positions

(a) wire position A (b) wire position B

Fig. 3.4 SEM mapping photo of lap joints welding current 75A for various wire positions

2) 용접 전류에 따른 금속간화합물 두께

와이어 위치가 같을 때 용접 전류에 따른 금속간화합물의 생성량을 확인하기 위 해 금속간화합물의 두께를 측정하였다. Fig. 3.5는 1000배율로 찍은 SEM 사진이 다. 와이어 위치가 B로 같을 때 용접 전류 75A의 금속간화합물 평균두께는 4.47

㎛, 85A에서는 5.36㎛가 측정되었다. 따라서 용접 전류가 증가할수록 금속간화합 물의 평균두께가 증가하는 것을 알 수 있다. 이는 용접 전류가 증가함에 따라 모 재로 들어가는 입열이 커지게 됨에 따라 금속간화합물의 평균두께가 증가하는 것 으로 판단된다.

또한 와이어 위치가 B이고 용접 전류가 85A에서는 금속간화합물층에 크랙이 발 생하였다. 이는 입열이 증가함에 따라 취성적인 금속간화합물의 두께가 증가하고, Al 6061-T6와 STS 304L의 상이한 물리화학적 특성에 의해 냉각 시 크랙이 발생된 것으로 판단된다.

(a) Current 75A (b) Current 85A

Fig. 3.5 Thickness of intermetallic compound of lap joints in the wire

(a) current 75A (b) current 85A

Fig. 3.6 SEM mapping photo of lap joints in the wire position B for various currents

3) EDS 성분분석

와이어 위치가 B이고 용접 전류가 85A일 때 금속간화합물층에서 크랙이 발생한 것을 확인하고 이 금속간화합물이 어떤 성분인지 분석하기위해 EDS 성분분석을 진 행하였다. Fig. 3.7은 와이어 위치 B, 용접 전류 85A에서의 EDS 선분석과 점분석 을 진행한 결과이다.

EDS 성분분석 결과 선분석에서는 Al, Fe, Mg, Cr, Si, Ni의 성분이 주를 이루는 것을 확인 할 수 있다. 접합계면에서 Al과 Fe가 섞이는 양상을 보이는 것을 확인 할 수 있으며 이를 통해 이 접합계면 사이의 층에 금속간화합물이 생성되었다고 예측 할 수 있다.

EDS 점분석은 금속간화합물층 내의 위치를 선정하여 분석을 진행하였다. EDS 점 분석 결과 금속간화합물 층에 알루미늄의 합량이 74.91(at)%가 있는 것을 확인 할 수 있었다. 이를 Fe-Al 이원상태도에 대입하여 확인해 보면 이 금속간화합물은 FeAl₃로 추정된다. 이 FeAl₃ 금속간화합물은 Fe-Al계 금속간화합물 중에서 가장 취 성적인 성질을 나타내는 금속간화합물로서 용접부 강도에 악영향을 미칠 것으로 판단된다.

따라서 와이어 위치 B(STS/Al corner), 용접 전류 85A에서 금속간화합물층 내에 발생한 크랙은 Fe-Al계 금속간화합물인 FeAl₃로 인해 발생된 상이한 물성으로 인 하여 냉각 중 크랙이 발생한 것으로 판단된다.

Fig. 3.7 EDS analysis of intermetallic compound of lap joints at welding current 85A for wire position B

3.2 인장-전단강도 특성

3.2.1 젖음각 및 접합계면 길이의 영향

Al 6061-T6와 STS 304L 겹침 이음부에 대한 인장-전단 강도시험을 실시하였다.

모든 인장-전단 강도시험에서 파단은 Fig. 3.8과 같이 알루미늄 합금과 스테인리 스강 사이의 계면에서 파단이 발생하였다.

Al 6061-T6와 STS 304L 겹침 이음부에 대한 인장-전단 강도시험 결과를 Fig.3.9 와 Table. 3.4에 나타내었다. 최대 인장-전단 강도값은 와이어 위치 A(STS side), 용접 전류 75A에서 평균 인장-전단 강도 7.13kN이 확보되었다. 와이어 위치에 따 른 그래프의 경향은 비슷하나 A위치일 경우가 더 높은 강도가 나왔다. 또한 와이 어 위치와 상관없이 용접 전류 75A일 경우가 가장 높은 인장-전단 강도가 나온 것 을 확인 할 수 있다.

Fig. 3.8 A Fractured lap joints after of shear-tensile test

Fig. 3.9 Shear-tensile strength of lap joints with current for various wire positions

Table. 3.4 Wetting angle and Joint interface length of lap joints with welding current for various wire positions

Wire position A (STS side) B (STS/Al corner) C (Al top side) Current (A) 65 75 85 95 65 75 85 95 85 95

Shear- tensile strength

(kN)

5.7 7.13 4.73 4.8 3.6 6.2 4.7 4.66 4.86 4.13

Table. 3.5에 와이어 위치와 용접 전류에 따른 젖음각, 접합계면 길이, 인장-전 단 강도를 나타내었다. 와이어 위치와 상관없이 용접 전류가 65A일 경우 젖음각이 상대적으로 크고 접합계면 길이가 짧아 인장-전단 강도가 낮게 나왔다. 이는 용가 재의 용융과 알루미늄 합금의 용융량이 적어 스테인리스강의 접합계면에 제대로 브레이징 되지 못함에 따라 젖음각이 높고, 접합계면 길이가 짧은 것으로 판단된 다.

용접 전류 75A에서는 용가재와 알루미늄 합금의 용융이 적절하게 일어남에 따라 스테인리스강의 접합계면에 제대로 브레이징이 되어 젖음각이 최소이고, 접합계면 길이가 65A에 비해 증가하여 강도가 증가하였다.

그러나 용접 전류가 75A 이상으로 증가함에 따라 인장-전단 강도가 감소하는 경 향을 보이는데 이는 용접 전류가 증가함에 따라 접합계면 길이는 증가하나 용착금 속량의 증가로 인해 젖음각 또한 증가하여 강도가 감소한 것으로 판단된다.

와이어 위치 C의 경우 젖음각과 접합계면 길이, 인장-전단 강도 간의 경향성이 없는 것을 확인 할 수 있다. 와이어 위치 C의 경우 Al 6061-T6의 끝단부에 위치하 다보니 아크 발생 시 끝단부의 용융이 급격하게 일어남에 따라 아크 길이가 바뀌 게 되고 이로 인해 표면 비드가 불균일하게 된다. 같은 위치에서 채취한 인장-전 단 시편 및 마크로 시편은 불균일한 표면 비드로 인해 경향성 파악이 불가하였다.

Table. 3.5 Wetting angle, Joint interface length and shear-tensile strength of lap joints with current for various wire positions

Wire

position A (STS side) B (STS/Al corner) C (Al top side) Current

(A) 65 75 85 95 65 75 85 95 85 95 Wetting

angle (degree)

64.16 53.97 57.84 64.35 78.35 59.32 65.89 71.54 75.02 80.13

Joint interface

length (mm)

4.875 5.529 5.573 5.852 4.823 5.176 5.691 5.911 5.156 4.813

Shear- tensile strength

(kN)

5.7 7.13 4.73 4.8 3.6 6.2 4.7 4.66 4.86 4.13

3.2.2 금속간화합물의 영향

스테인리스강으로 들어가는 입열량 증가에 따라 스테인리스강과 알루미늄 합금 의 브레이징 접합계면에 생성되는 Fe-Al계 금속간화합물의 생성량이 증가한 것 또 한 강도에 영향을 미쳤을 것으로 판단된다.

같은 용접 전류인 75A에서 와이어 위치 A일 때의 금속간화합물의 평균두께는 3.57㎛, 와이어 위치 B일 때의 금속간화합물의 평균두께는 4.47㎛가 측정되었다.

와이어 위치가 A일 경우가 B일 경우보다 금속간화합물의 평균두께가 얇음을 알 수 있다. 이는 와이어 위치가 B일 경우가 A일 경우보다 알루미늄 합금으로 들어가는 입열량이 증가함에 따라 용융되는 알루미늄의 양이 증가하게 되고, 이로 인해 스 테인리스강 접합계면으로 들어가는 입열량과 입열 유지시간이 증가함에 따라 금속 간화합물의 두께가 증가한 것으로 판단된다.

같은 와이어 위치일 때 용접 전류에 따른 금속간화합물의 평균두께는 와이어 위 치가 B로 같을 때 용접 전류 75A의 금속간화합물 평균두께는 4.47㎛, 85A에서는 5.36㎛가 측정되었으며, 따라서 용접 전류가 증가할수록 금속간화합물의 평균두께 가 증가하는 것을 알 수 있다. 이는 용접 전류가 증가함에 따라 모재로 들어가는 입열이 커지게 됨에 따라 금속간화합물의 평균두께가 증가하는 것으로 판단된다.

생성된 금속간화합물은 EDS 성분분석 결과 FeAl₃로 추정되며, 이 FeAl₃ 금속간화 합물은 Fe-Al계 금속간화합물 중에서 가장 취성적인 성질을 나타내는 금속간화합 물로서 용접부 강도에 악영향을 미칠 것으로 판단된다. 따라서 와이어 위치 B, 용 접 전류 85A에서 금속간화합물층 내에 발생한 크랙은 Fe-Al계 금속간화합물인 FeAl₃로 인해 발생된 상이한 물성으로 인하여 냉각 중 크랙이 발생한 것으로 판단 된다.

제 4 장 결 론

본 연구에서는 Al 6061-T6와 STS 304L의 AC 펄스 MIG 브레이징 시 와이어 위치 (STS측 A, STS/Al 코너 B, Al 상부측 C)에 따른 브레이징성을 평가하였으며 와이 어 위치와 용접 전류에 따른 접합계면 길이 및 젖음각에 대해 고찰하였다. 또한 최적의 와이어 위치 및 용접 전류를 얻을 수 있었으며 결과로부터 다음과 같은 결 론을 얻을 수 있었다.

1) 와이어 위치 A(STS side)인 경우, B(STS/Al corner)와 C(Al top side) 위치의 경우보다 높은 인장-전단 강도값을 나타내었다. 이는 와이어 위치가 A일 경우 용 가재와 알루미늄 합금이 적절하게 용융되어 스테인리스강의 접합계면에 적절하게 브레이징되어 젖음각이 작아지고 접합계면길이가 증가하기 때문으로 사료된다.

2) 용접 전류가 75A 이상으로 증가하면 접합계면 길이가 증가하나 젖음각도 증가 하여 인장-전단 강도가 감소하는 경향을 나타내었다.

3) 최대 인장-전단 강도값을 나타내는 와이어 위치 A의 전류75A 조건에서의 용접 부 금속간화합물 특성을 고찰한 결과, 와이어 위치가 A일 경우가 B일 경우보다 금 속간화합물의 두께가 얇음을 확인 할 수 있었다. 이는 와이어 위치가 A일 경우가 B일 경우보다 Al 6061-T6 모재로 들어가는 입열이 적어 알루미늄의 용융량이 적게 어지므로, 이로 인해 스테인리스강의 브레이징 접합계면으로 들어가는 입열량과 입열 유지시간이 상대적으로 줄어듦에 따라 금속간화합물의 생성량이 감소되기 때 문이다.

4) 접합계면에 생성된 금속간화합물은 Fe-Al계 금속간화합물 중 하나인 FeAl₃로 추 정되며, 이는 매우 취성적인 성질을 가지고 있어 용접부의 강도에 악영향을 미칠 뿐 아니라 크랙의 발생원인 중 하나로 판단된다.

5) 따라서 본 연구에서의 최적 브레이징 조건은 와이어 위치가 스테인리스강 측으 로 2mm 오프셋한 A이고 용접 전류가 75A조건에서, 젖음각이 작고 접합계면 길이가 증가하며 Fe-Al계 금속간화합물이 가장 적게 발생함으로써 최대 인장-전단 강도 7.13kN을 확보할 수 있었다.

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