Evaluation of Fatigue Behavior for Laser Welded High Strength Steel Sheets (SPFC590)

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고장력 강판(SPFC590)의 레이저 용접부 피로거동 평가

허 철^*1)․권 종 완²⁾․조 현 덕³⁾․최 성 종³⁾․정 우 영⁴⁾

(주)금창 기술연구소¹⁾․경일대학교 기계자동차공학부²⁾․경일대학교 ACT-RIC³⁾․자동차부품연구원 금속소재연구팀⁴⁾

Evaluation of Fatigue Behavior for Laser Welded High Strength Steel Sheets (SPFC590)

Cheol Heo^*1)․Jongwan Kwon²⁾․Hyundeog Cho³⁾․Sungjong Choi³⁾․Wooyoung Chung⁴⁾

1)R&D Center, Gumchang Co., Ltd., 447 Bonchon-dong, Youngcheon-si, Gyeongbuk 770-150, Korea

2)Mechanical & Automotive Engineering, Kyungil University, Gyeongbuk 712-701, Korea

3)ACT-RIC, Kyungil University, Gyeongbuk 712-701, Korea

4)Metallurgical Engineering Lab, Korea Automotive Technology Institute, 74 Yongjeong-ri, Pungse-myeon, Cheonan-si, Chungnam 330-912, Korea

(Received 26 October 2011 / Revised 6 March 2012 / Accepted 7 March 2012)

Abstract : Deep and narrow welds can be produced by laser welding at high welding speeds with a narrow heat-affected zone (HAZ) and little distortion of the workpiece. This study aims to evaluate the usefulness of laser welding at automobile component manufacture. Microstructure observation, hardness test, tensile test and fatigue life test are performed by using the fiber laser welded SPFC590 steel sheets which is used widely in the manufacture of automotive seat frame. Three kinds of specimens are only a SPFC590 steel plate, quasi-butt joint plate and lap joint plate by laser welding. The following results that will be helpful to understand the static strength, fatigue crack initiation and growth mechanism were obtained. (1) The tensile strength of quasi butt joint specimens nearly equal to base metal specimens, but lap joint specimens fractured in shear area of weld metal. (2) The fatigue strength of quasi-butt joint specimen was approximately 8 percent lower than that of the base metal specimens. Furthermore, the lap joint specimens were less than 86 percent of the base metal specimens. (3) The lap joint fatigue specimens fractured at shear area in high level stress amplitude, while fractured at normal area in low level stress amplitude. From these results, the applicability of the laser welding to the automobile component is discussed.

Key words : Laser welding(레이저용접), SPFC 590(590MPa고장력강), Quasi-butt joint, Lap joint(겹치기이음), Heat affected zone(열영향부), Fatigue test(피로시험)

1. 서 론¹⁾

현재 제조업에서 접합이 차지하는 비중은 대단히 크며, 완성품 조립공정에서는 거의 절대적이라 할 수 있다. 특히 완성품 조립 등에서 용접이 차지하는 비중은 대략 50%이상으로 제조업에서 중요한 접합 공정의 하나로 발전되어 왔다.¹⁾

레이저 용접분야는 새로운 생산기술의 한 분야로

*Corresponding author, E-mail: [email protected]

서 최근에 고출력 레이저가 출현함에 따라 이와 관 련된 산업이 빠른 속도로 성장하고 있으며, 근래 45kW급 CO2 레이저와 4kW급 Nd: YAG 레이저가 출현함에 따라 산업 전 분야에서 레이저 용접의 적 용이 더욱 확대될 것으로 보인다.²⁾

레이저 용접의 특징은 용가제를 사용하지 않고 모재를 용융시켜 합금화에 의해 이루어지며, 고출 력 고밀도 에너지로 빠른 용접속도와 깊은 용입이 가능하기 때문에 상대적으로 용접 폭이 좁으며, 열

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허 철․권종완․조현덕․최성종․정우영

영향부(HAZ: Heat Affected Zone) 역시 좁게 형성되 고 변형량과 수축량이 적다고 알려져 있다.^3,4)

이러한 장점 때문에 현재 자동차 차체에 적용되 고 있는 판재양면의 압축에 의한 점용접이나 아크 용접 등의 seam 용접에 비해 강성확보가 용이하며, 설계의 유연성과 높은 생산성이 기대되어 많은 적 용이 시도되고 있다. 선진국에서는 자동차 산업 분 야에서 레이저 용접기술이 활발하게 응용되고 있으 며, 각종 부품 및 차체 제조공정에 레이저 용접이 효 과적으로 사용되고 있다.^5,6) 일반적으로 차체용접의 90%이상은 점용접(spot welding)으로 이루어지고 있으나 최근 차체구조와 재료선택의 변화에 따라 적절한 용접기술로 대체해 가는 추세에 있으며, 특 히 레이저 용접이 차세대 자동차의 주요 용접수단 으로 주목을 받아 많은 연구개발이 경쟁적으로 이 루어지고 있다.^7,8) 한편, 자동차의 연비향상과 안전 성 재고를 위하여 고장력 강판 및 초 고장력강의 적 용이 확대되어 왔으며, 이에 따른 다양한 성형기술 및 용접기술 개발이 가속되고 있는 추세이다.

본 연구에서는 자동차 차체 및 부품 제조에 사용 되는 냉간압연 고장력강판 SPFC590에 레이저 용접 기술의 적용에 필요한 기초연구를 목적으로 원소 재, 원소재에 레이저 용접부를 형성한 것, 겹판으로 용접부를 형성한 것으로 조직관찰, 경도측정, 인장 시험, 피로시험 등을 수행하여 검토하였다.

레이저 용접부 형성상태, 용접부의 이상적 조직 변화 및 기준강도를 평가하고, 후속 연구 중인 맞대 기 용접 시험편과의 비교검토를 위하여 원소재에 용접부를 형성한 한겹 용접(quasi-butt joint) 시험편 을 사용하였다. 또한 하중방향에 대한 용접면 방향 성에 따른 강도변화를 검토하고자 자동차 차체 및 부품 제조 시에 가장 많이 적용되는 두겹 용접(lap joint) 시험편을 이용하였다.

2. SPFC590 구성성분, 미세구조, 경도, 조직변화 및 시험편 제작

소재의 기본물성 파악을 위하여 레이저 용접 적 용 시험편을 제작하고 광학현미경을 활용하여 미세 조직구조를 관찰하였으며, 용접부의 비커스 경도를 측정 하였다.

2.1 SPFC590 강판의 구성성분과 미세구조 소재의 화학적 구성성분은 Table 1에 제시하는 것 과 같다.

조직관찰을 위하여 표면을 에머리 페이퍼를 이용 하여 #600~#1500까지 단계적으로 연마후, 0.5㎛ 알 루미나 파우더로 경면연마 하였다. 부식처리는 나 이탈액 5%로 약 10초간 부식하여 광학 현미경으로 관찰하였다. 미세조직은 Fig. 1에 제시하는 광학 조 직사진과 같이 냉간압연강의 대표적 조직인 괴상 페라이트(polygonal ferrite) 조직을 이루고 있었다.

또한 용접부 조직변화와 강도변화의 연관성 검토 를 위하여 비커스 경도를 측정 하였다.

Table 1 Chemical composition of SPFC590 Composition, wt %

C Si Mn P S

0.08 0.23 1.55 0.03 0.002

Fig. 1 Optical microstructure of SPFC590

2.2 레이저 용접 조건과 제작 시편 종류 1) 모델명 : P4.5max Fiber Laser(125μm, Yb fiber) 2) 용접조건 : 4kW, 20mm/sec, 50mm/sec

Fig. 2에 원소재 및 한겹 용접 시험편 제작방법을 나타내었으며, 레이저 용접속도는 50mm/sec이고 용접 후, 시험편 규격에 맞게 와이어 커팅(wire cutting) 하였다. 이 시험편은 원소재 강판에 레이저를 조사 하여 용접부를 형성한 것으로 소재의 레이저 용접 부 조직변화 및 기준강도를 평가하고자 제작하였 다. Fig. 3에는 일반적으로 많이 사용되고 있는 두겹 용접 시험편 형상 및 제작방법을 나타내었으며, 레 이저 용접 속도는 20mm/sec로 용접 후, 시험편 규격 에 맞게 와이어 커팅을 하였다.

2.3 레이저 용접부 조직구조 특성

Fig. 4~6에 한겹 용접 시험편의 용접부 광학 조직

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Fig. 2 Quasi-butt joint specimens

Fig. 3 Lap joint specimens

구조를 나타내었다.

용접부 조직은 Fig. 4와 같이 용융부, 열영향부 (HAZ) 및 모재부로 분류되고 있으며, 중요지역의 확대사진을 제시하는 Fig. 5(5)에서 보여주는 것과 같이 용접 용융부의 조직은 대부분 잘 발달된 마르 텐사이트(Martensite) 조직이며, 용융부와 용접 열영 향부(HAZ)의 경계부인 Fig. 5(4)를 기점으로 열영향 부에서 모재 쪽으로 갈수록 마르텐사이트가 점진적 으로 감소하였다.

Fig. 4 Optical micrographs of laser welds (Quasi-butt joint)

Fig. 5 Higher magnification views of laser welds in Fig. 4 (Quasi-butt joint : point 1~5)

Fig. 6의 연속구조에서 나타낸 것과 같이 냉각속 도에 따라 용접부의 조직이 연속적으로 변하는 것 을 알 수가 있었다. 레이저 용접부에 있어서 급속가 열과 급속냉각이 발생하는 용융부 조직은 마르텐사 이트 구조가 우세하고, 열영향부에서는 냉각속도가 느려지는 모재 쪽으로 갈수록 마르텐사이트 조직이 감소하고 베나이트(Bainite) 구조가 우세하여지는 것을 관찰하였다.^9,10)

특히, 용융부와 열영향부 경계와는 다르게 모재 부와 열영향부 경계에서는 경계가 불분명할 정도로 조직이 연속적으로 변화하고 있었다.

Fig. 7 및 8은 두겹 레이저 용접 시험편의 단면에 대한 광학조직을 나타내었다.

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Cheol Heo․Jongwan Kwon․Hyundeog Cho․Sungjong Choi․Wooyoung Chung

Fig. 6 Panorama view of laser welds in Fig. 4 (Quasi-butt joint : point 1~5)

Fig. 7 Optical micrographs of laser welds (Lap joint)

Fig. 8 Higher magnification views of laser welds in Fig. 7 (Lap joint : point 1~5)

Fig. 8에는 Fig. 7의 중요지점을 확대관찰 한 것으 로 용융부, 열 영향부 및 모재부의 냉각속도에 따른 조직변화를 나타내었다.

Fig. 8(5)에 나타내는 용융부는 대부분 잘 발달된 마르텐사이트 조직이며, 용융부와 용접 열영향부의 경계부인 Fig. 8(4)를 기점으로 열영향부에서 모재 쪽으로 갈수록 마르텐사이트가 감소하고 있었으며, 전체적으로 한겹 용접부의 조직구성과 유사한 경향 을 보이고 있었다.

2.4 레이저 용접부 경도 특성

Fig. 9 및 Fig. 10에 각각 한겹 용접 시험편과 두겹 용접(Lap Joint) 시험편의 비커스 경도 값을 나타내 었다. 한겹 및 두겹 용접소재에 대하여 실시한 레이 저 용접 용융부의 최대 비커스 경도(Hv: 0.98N)는 각 각 376과 335이며 용융부에서 열영향부로 갈수록

Fig. 9 Vicker's hardness and optical micrographs of laser welds (Quasi-butt joint)

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Evaluation of Fatigue Behavior for Laser Welded High Strength Steel Sheets (SPFC590)

Fig. 10 Vicker's hardness and optical micrographs of laser welds (Lap joint)

경도 값은 감소하였다. 이것은 용접 후 냉각속도가 용융부와 열영향부에서 다르기 때문에 서로 다른 조직의 형성에 기인하는 것으로 알려져 있다.

또한, 열영향부의 연성화에 의한 경도저하는 미 미하였으며, 최대경도 값이 열영향부와 용융부 경 계지점에서 측정되는 것은 마르텐사이트 형상 및 규모에 기인하기 때문으로 추정 된다.¹⁰⁾

3. SPFC590 인장강도 및 피로수명 시험 소재, 한겹 용접, 두겹 용접 시험편에 대한 인장 및 피로시험을 실시하였으며, 사용한 시험기는 25 톤 용량의 INSTRON CORPORATE(미국)산으로 모 델명은 INSTRON 8502 피로 시험기를 이용하였다.

피로시험 후, 피로파손 기구의 검토를 위하여 파 단면을 전자현미경(Scanning Electron Microscope:

SEM)으로 관찰하였다.

3.1 인장시험 결과

레이저 용접 시험편의 인장강도 특성을 검토하기 위한 시험편을 ASTM E 8¹¹⁾규격에 따라 제작하였으 며, Fig. 11에 원소재, 한겹 용접 및 두겹 용접 시험편 의 형상 및 치수를 나타내었다. Fig. 12에는 시험 후 의 시험편 사진을 제시하였다.

3종류의 시편에 대한 인장 시험의 결과를 Table 2 및 Fig. 13에 나타내었다.

모재와 한겹 용접 시험편의 항복강도 및 인장강 도는 거의 같았으며, 한겹 용접 시험편의 경우 모두 모재부에서 파단이 발생하였다. 이것은 레이저 용 접부 조직이 모재부 조직 강도보다 증가함을 시사 하고 있다고 추정된다. 또한, 연신율은 모재에 비하 여 한겹 용접 시험편이 상대적으로 근소한 차이를

Fig. 11 Shape and dimensions of tensile test specimens

Fig. 12 Photographs of tensile test specimens

보이고 있으나 이것은 연신율 측정을 위한 표점거 리 사이에 용접부가 존재하기 때문에 연신율 감소 가 발생하였다고 판단된다.¹²⁾

두겹 용접 시험편의 경우에는 모두 용접라인 즉 용접부에서 전단방향으로 파단 하였으며, 다음 절 의 피로 파단면 분석에서도 설명하는 것과 같이 취 성적 파괴의 경향이 가미되어 연신율이 평균 2% 정 도로 매우 적고 인장강도 역시 421MPa(normal stress) 정도로 상대적으로 상당히 적은 값을 보였다.

Table 2 내의 [ ]안에 전단파단이 발생한 용접라인 의 실제 면적으로 계산한 전단응력 값을 병기하였 으며, Fig. 13의 응력-변형율 선도에도 전단응력으 로 계산한 곡선을 병기하였다.

Kitamura¹³⁾는 두겹 용접 시험편을 사용한 정적강

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Table 2 Results of tensile test for laser welding specimens σ_u

[MPa]

σ_y [MPa]

ε [%]

Fracture type SPFC590

(Base metal)

No.1 584 415 25.7

Fracture in base metal No.2 582 410 26.3

Ave 583 413 26.0

SPFC590 (Quasi-butt

joint)

No.1 588 408 22.0

Fracture in base metal No.2 588 418 21.0

Ave 588 413 21.5

SPFC590 (Lap joint)

No.1 406 [707]

299 [522] 1.6

Fracture in joining (shear)

area [ ]: shear stress No.2 437

[622]

275 [392] 2.5 Ave 421.5

[665]

287 [457] 2.1

Fig. 13 Stress-strain curves of base metal, quasi-butt joint and lap joint specimens

도에 관한 연구에서 모재의 인장강도 σB-BM, 시험편 두께 h, 시험편 폭 w, 용접금속 전단강도 τB-WM, 접합 부 실면적 AWM일 때 (τB-WM･AWM)/(σB-BM･h･w)≥1을 만족하면 모재부에서 파단이 발생하며, 만족하지 않을 경우에는 용접 접합부에서 전단형 파단이 발 생한다고 제시하였다.

본 연구결과로 얻은 Table 2 값을 참고로 계산하 여 보면, (665･12.5･1)/(583･12.5･2) = 0.57로 윗 식을 만족하지 않음을 알 수 있었다. 결과적으로 용접금 속부의 강도는 모재보다 크지만 실제 용접 접합부 의 면적이 적어(Fig. 7 참고)서 접합부에서 파단 하 였다고 판단된다.

3.2 피로수명 시험 결과

레이저 용접 시험편의 피로수명 및 파손특성을 검토하기 위하여 피로수명 시험을 수행하였으며, 시험편은 ASTM E 466¹⁴⁾에 준거하여 Fig. 14에 나타 내는 형상 및 치수로 제작하였다. 용접방향은 하중 방향에 대하여 직각이며, 4kW Fiber Laser 용접장비 를 사용하였다. Fig. 15의 (a), (b), (c)는 각각 원소재, 한겹 용접, 두겹 용접 시험편에 대한 피로시험 후 시 험편 사진을 나타낸다.

피로시험은 응력비 R=σmin/σmax=0.1, 반복하중 속 도 f=15Hz로 시험하였으며, 사이클 수 N=2×10⁶ cycles에 도달하여도 파단하지 않을 경우에는 강제 종료 하였다. Fig. 16에 나타내는 피로시험 결과 값 을 이용하여 N=2×10⁶cycles 내구응력 기준으로, 모 재에 대한 레이저 용접 시험편의 피로수명 감소율 을 계산하면 한겹 용접 시험편은 약 8.1%, 두겹 용접 시험편은 약 85.8% 수명이 감소하였다.

한겹 용접 시험편의 경우에는 모든 시험편 용접 열영향부 또는 용접부에서 초기균열이 발생하여 최 종파단에 이르고 있었으며, N=2×10⁶cycles 기준수 명 내구응력은 약 440MPa 부근으로 추정되며, 원소 재 시험편의 480MPa에 비하여 크게 차이나지 않았

Fig. 14 Shape and dimensions of fatigue test specimens

(a) Base metal (b) Quasi-butt joint (c) Lap joint Fig. 15 Fatigue test specimens

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Fig. 16 Results of fatigue test

다. 이것은 레이저 용접품질이 상당히 우수함을 의 미한다고 이해된다.

두겹 용접 시험편의 경우에는 Fig. 16의 그래프에 나타내는 것과 같이 약 200MPa 이상의 고응력 레벨 에서는 용접부 전단면에서 파단이 발생하였으며, 그 이하 저 응력레벨에서는 하중에 직각방향 용접 열영향부 또는 용접부 단면에서 파단이 발생하였 다. 이러한 결과는 레이저 용접부 강도의 하중방향 의존성에 기인한다고 추정된다.

한겹 용접 시험편에 비하여 현저하게 피로강도가 감소하는 원인으로는 작용하중에 대한 두겹 용접 시험편의 역학적 구조가 다르며,^15,16) 앞에서 설명한 Kitamura의 논리와 같이 용접 접합부의 면적이 시험 편 단면적보다 적어서 국부결함에 의한 응력증가로 파단이 쉽게 발생하기 때문으로 추정된다.

또한, 하중 중심축과 용접부 전단면이 일치하는 관계로 취성적 조직 및 결함을 함유하는 용접부 전 단면에서 고 하중에 의한 취성적 파괴현상의 발생 도 피로강도 저하의 한 요인이라고 판단된다.

종료 후, 각각의 시험편 피로손상 검토를 위하여 전자현미경(SEM)으로 파면을 관찰하였다.

레이저 용접하지 않은 원소재 시험편의 파단면에 서 관찰된 결과를 Fig. 17에 나타낸 것과 같이 초기 균열은 표면 결함에서 발생하였다. 피로 파단면의 특징인 스트라이에이션(striations)¹⁷⁾은 관찰되지 않 았으며, (d)의 사진과 같이 개재물이 거의 관여하지 않은 규모 약 30㎛ 이하로 매우 작은 딤플(dimples) 이 최종파단면에 광범위하게 형성되어 있었다.¹⁷⁾

(a) Synthesized SEM micrographs

(b) Higher magnification view of point 1 in (a)

(c) Higher magnification view of point 2 in (a)

(d) Higher magnification view of point 3 in (a) Fig. 17 SEM micrographs of fatigue fracture surface for base

metal specimen (σmax= 519MPa, Nf= 224,236)

(8)

(b) Higher magnification view of point 1 in (a)

(c) Higher magnification view of point 2 in (a)

(d) Higher magnification view of point 3 in (a) Fig. 18 SEM micrographs of fatigue fracture surface for quasi-

butt joint specimen(σmax= 460MPa, Nf= 419,919)

(b) Higher magnification view of crack initiation point Fig. 19 SEM micrographs of fatigue fracture surface for quasi-

butt joint specimen (σmax= 480MPa, Nf= 166,958)

(a) Low stress amplitude (b) High stress amplitude Fig. 20 Fatigue fracture type of lap joint specimens

한겹 용접 시험편의 파단면에서 관찰된 결과를 Fig. 18 및 19에 나타낸 것과 같이 초기균열은 용접 부 또는 용접 열영향부의 경화된 부분에서 취성파 괴에 의하여 발생하였다.

Fig. 18(b) 및 Fig. 19(b)에 한겹 용접 시험편의 용 접부에서 발생한 대표적인 피로 초기균열 발생지점 의 SEM 사진을 제시하는 것과 같이, 용접부 또는 열 영향부와 경계부분 표면 용접 경화 층에서 취성적

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Evaluation of Fatigue Behavior for Laser Welded High Strength Steel Sheets (SPFC590)

인 파괴 양상으로 균열이 시작됨을 알 수 있었다.

또한 Fig. 18(c) 및 (d)의 피로균열 전파 영역에 해 당하는 SEM 사진과 같이 피로 스트라이에이션은 관찰되지 않았으나, 국부적으로 유사 스트라이에이 션(quasi- striations)¹⁷⁾이 관찰되는 경우는 있었다.

두겹 용접 시험편의 경우에는 약 σmax= 200MPa 을 기준으로 하여 고 응력 진폭레벨과 저 응력 진폭 레벨에서 서로 다른 파단특징이 있었다.

(a) Crack initiation point 1

(b) Crack initiation point 4

(c) Crack initiation point 6

Fig. 21 SEM micrographs of fatigue fracture surface for lap joint specimen (σmax= 68MPa, Nf= 1,168,127)

Fig. 20(a)에 도식적으로 나타내는 것과 같이 저 응력레벨의 경우에는 반복하중 방향에 직각단면 용 접부에서 초기균열이 발생하여 최종파단 하였으며, 고 응력레벨의 경우에는 (b)와 같이 하중방향과 동 일한, 용접부를 가로지르는 방향으로 전단면에서 초기균열이 발생하여 최종파단 하였다.

Fig. 21 및 22에 저 응력레벨의 진폭에서 하중방 향에 직각단면 용접부 파괴가 발생한 시험편의 초

(b) Crack initiation point 3

(c) Crack initiation point 4

Fig. 22 SEM micrographs of fatigue fracture surface for lap joint specimen (σmax= 147MPa, Nf= 36,361)

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Fig. 23 SEM micrographs of fatigue fracture surface for lap joint specimen (σmax= 379MPa, Nf= 5,449) 기균열 발생부 SEM 파면을 나타내었다. 초기균열

은 제시하는 Fig. 21(a) 및 (b), Fig. 22(b) 및 (c) 사진과 같이 대부분 용융부라고 생각되는 표면근방의 취성 파손에 의하여 발생하고 있었다.

또한 초기균열 발생영역의 파면에는 대부분 입계 파손의 특징도 강하게 나타났으며, Fig. 21(c)와 같 이 2차 균열이 형성되어 있는 곳도 있었다. 이러한 파면형상으로부터도 초기균열은 강도가 강하고 취 성적인 열영향부 또는 용융부와의 경계에서 발생하

여 최종파단 하였음을 추정 할 수 있었다.

고응력 레벨 진폭에서 용융부 전단면에서 발생한 파면의 대표적인 SEM 사진을 Fig. 23에 나타내었다.

파면은 대부분의 영역이 심하게 마모손상 되어 있었으며, 최종 파단부의 전형적인 특징인 딤플도 전단형 딤플(Elongated dimples)¹⁷⁾이 주로 형성되어 있었으나, 초기균열 발생부의 특정은 불가능하였 다. 또한, 파면부의 마모현상은 전단형 피로의 경우 초기균열 발생 및 성장과정에서 상하파면이 반복적

(11)

으로 마찰 및 접촉하기 때문으로 판단된다.

두겹 용접 시험편의 피로시험 시에는, 저 응력레 벨에서는 반복하중에 직각인 단면의 용용부 및 열영 향부 경계의 표면 용접결함 또는 내부결함에서 초기 균열 발생과 성장으로 최종 파단에 이른다. 이러한 저 응력레벨에서는 비록 전단방향의 용접 실접합부 의 면적이 인장방향 면적(시험편 두께)보다 작더라 도 용접부의 전단강도가 부가하중에 비하여 충분히 크기 때문에 전단파괴가 발생하기 어렵다고 판단된다.

그러나 반복 부가하중이 특정 값을 넘어 전단강 도에 근접하면 취성적인 조직으로 구성되어 있는 용접부 전단면의 파괴성향이 증가하여 전단면 파괴 가 선행하여 발생한다고 추정된다.

4. 결 론

본 연구는 자동차 제조분야에서 사용되는 냉간압 연 고장력 강판(SPFC590)의 레이저용접 기초강도 특성 및 피로수명을 평가할 목적으로 원소재 시험 편, 원소재에 레이저 용접부를 형성한 한겹 용접 시 험편 및 두겹 용접 시험편에 대하여 경도시험, 인장 시험 및 피로수명 시험, 파면관찰을 수행하고 검토 하였으며 다음과 같은 결론을 도출하였다.

1) 반복하중에 대한 모든 용접시험편 초기균열의 발생은 열영향부 및 용융부 경계의 결함 또는 표 면부 조직의 취성파괴가 기점이 되었으며, 이러 한 요인의 저감을 위하여 용접표면의 정도를 높 이고 조직의 취성완화를 위한 용접기법 및 후 열 처리 등의 대책이 필요하다.

2) 두겹 용접을 실시 할 경우에는 정적하중 및 피로 하중에 의한 용접부 전단파손을 방지하고 강도 를 증가시키기 위하여 모재강도, 강판 두께, 용접 부 전단강도를 고려하여, 실 용접부 면적이 충분 하도록 2중 용접선(Tow parallel weld line), 지그 재그 용접선(Sawtooth pattern weld line), 이중원 호 용접선(Double circular arc weld line) 등의 형 태로 실시할 필요가 있다.

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(12)

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Takemura, “Effect of Strength of Steel Plate and Patterns of Welded Bead for Static Strength of Laser Welded Lap Joint,” Preprints of the National Meeting of the Japan Welding Society, Vol.2007S, pp.42-43, 2007.

14) ASTM E466, Standard Practice for Conducting Force Controlled Constant Amplitude Axial Fatigue Tests of Metallic Materials, 2007.

15) T. Terasaki and T. Kitamura, “Prediction of Static Fracture Strength of Laser Welded lap Joint by

Numerical Analysis,” Quarterly Journal of the Japan Welding Society, Vol.21, No.3, pp.419- 424, 2003.

16) J. Lee, K. Asim and J. Pan, “Modeling of Failure Mode of Laser Welds in Lap-shear Specimens of HSLA Steel Sheets,” Engineering and Fracture Mechanics, Vol.78, pp.374-396, 2011.

17) ASM Handbook-formerly 9th Edn., Metals Handbook Vol.12, Fractography, ASM Interna- tional, 1992.