Characteristics on Surface Hardening by using of Continuous Wave Nd:YAG Laser of Cold-Work Die Steel(STD11) about Variation of Focal Lens F-number

초점렌즈 F-수 변화에 의한 냉간금형강 STD11 의 연속파 Nd:YAG 레이저 표면경화 특성

Characteristics on Surface Hardening by using of Continuous Wave Nd:YAG Laser of Cold-Work Die Steel(STD11) about Variation of Focal Lens F-number

황찬연¹, 양윤석¹, 이가람², 유영태^2,

Chan Youn Hwang¹, Yun Seok Yang¹, Ka Ram Lee² and Young Tae Yoo^2,

1 조선대학교 첨단부품소재공학과 (Department of Advanced parts and Materials Engineering, Chosun Univ.) 2 조선대학교 메카트로닉스공학과 (Department of Mechatronics Engineering, Chosun Univ.)

Corresponding author: [email protected], Tel: 062-230-7016 Manuscript received: 2011.6.16 / Revised: 2011.8.24,11.2 / Accepted: 2011.11.25

An experimental investigation with 2.8kW Nd:YAG laser system was carried out to study the effects of different laser process parameters on the microstructure and hardness of STD11. The optical lens with the elliptical profile are designed to obtain a wide surface hardening area with uniform hardness. The Laser beam is allowed to scan on the surface of the work piece varying the power (1600, 1800 and 1900kW) and traverse speed (200, 400, 600, 800 and 1000mm/min) at three different F-numbers of lens. After laser surface treatment three zones, In the micro- structure have been observed : melted zone(decarburization), heat affected zone(martensite), and the substrate.

Key Words: Cold-Work Die Steel (냉간금형강), Heat Treatment Optical System (열처리광학계), CW Nd:YAG Laser (연속 파 Nd:YAG 레이저)

1. 서론

자동차 및 전자산업의 경쟁이 심화됨에 따라 대량생산에 의한 생산성 향상을 위해 금형의 정밀 화와 내구성 향상을 위한 많은 연구가 집중되고 있다. 산업현장에 사용되는 금형재료는 반복성과 마찰 부분이 많고 가혹한 조건에서 사용되는 경우 가 많아 내마멸성이나 강인성을 지닌 재료가 요구 된다. 이와 같은 요구에 부응하는 금형재료로 빈 번하게 사용되는 금속재료로서 STD11 을 들 수 있 다.

STD11 은 냉간금형강으로 열처리 경화능이 뛰 어나고 강도대비 인성이 우수할 뿐만 아니라 높은

내마멸성과 우수한 비변형성을 가지고 있다.

STD11 강은 Cr(12%)과 C(1.5%) 함량이 높기 때 문에 내마멸성이 우수한 특징이 있다. STD11 공구 강은 Cr 과 C 함량이 높기 때문에 경화시키고 연마 하면 고온 내산화성과 내식성을 지니게 된다. 그 러므로 냉간가공용 다이(die)강으로 널리 사용하고 있으며, Punch, Cutter, Shear blade 등의 공구강에 적 용되어 다양하게 사용되고 있다.

이와 같은 특성 을 지닌 STD11 로 제작한 금형의 내구성 향상을 통한 수명연장을 위해 표면개질을 하여 산업현장 에 활용되고 있다.

표면개질에 사용되는 열원은 다양한 방법이 있

다. 대표적으로 고주파경화법, 화염경화법 그리고

진공열처리 등이 적용되고 있다. 고주파경화법이 나 화염경화법은 빠른 시간에 가공이 가능하지만, 장비가 고가이거나 열처리 후에 뜨임을 해주어야 하며 온도제어가 곤란하다. 진공열처리 방법은 진 공상태로 만들어 주어야 하기 때문에 시간이 오래 걸리고, 전체 부분을 열처리하기 때문에 내부에 열영향이 발생하여 열응력이나 균열이 생길수가 있다.

레이저빔을 이용한 표면경화는 고밀도 에너지 열원에 의해 재료표면만을 급속히 가열하고, 열이 내부로 전도되면서 냉각되어 경화되는 자기냉각 (self-quenching) 효과를 이용한다. 레이저빔의 에너 지밀도가 충분히 높으면 열이 재료 내부로 전도되 는 속도보다 더 빠른 속도로 표면에 축적되기 때 문에 표면층의 온도가 빨리 상승한다. 이와 같이 되면 매우 짧은 시간 내에 표면의 얕은 층은 오스 테나이트화 온도에 도달하는 반면, 재료의 중심부 는 온도가 오르지 않고 냉각된 상태를 유지한다.

이는 기존의 침탄법이나 화염경화법에 비해 열처 리 할 때 급열도가 높아 내부로의 열확산이 억제 되기 때문에 표면경화 시, 구조물이나 부품의 변 형 발생을 최소한으로 억제하게 된다. 이와 같이 급속 가열 후 재빠르게 냉각되므로 다른 표면경화 법 보다 부품의 변형이 적으면서 높은 경도값을 가질 수 있다.

레이저빔을 이용한 표면처리 연구를 살펴보면 T. L. Chen

은 레이저로 표면경화 시킬 때 오스테 나이트 상태 변화를 확산(diffusion)과 비용융(non- fusion), 상변태(phase transformation)로 구분하여 연 구 결과를 발표하였다. J. Grum

은 450W 출력의 CO

레이저빔을 이용해서 디포커싱하는 방법으로 레이저빔의 이송속도를 조절하여 표면경화 깊이를 증가시키는 가능성을 발표하였다. J. Grum

은 그 뒤 최대출력 1.5kW 의 CO

레이저빔을 이용하여 주철 표면을 초점거리와 이동속도를 제어하여 표면처리 한 뒤 경화된 표면의 잔류응력을 측정하여 보고 하였다. T. Hirogaki

등은 일반 공작기계에 300W 급 Nd:YAG 레이저를 장착하여 SKD61, S45C, SKS93 과 SKD11 등을 레이저빔 이송속도를 700mm/min 인 저속으로 이송시켜 표면경화 특성을 비교 발표 했다. A. Pertek

등은 중탄소강 41Cr4 를 CO

레이저로 출력과 레이저빔 이송속도를 조절하 여 붕소화 처리한 표면에 조사하여 미세경도 분포 를 실험적으로 연구하였다. M. Heitkemper

등은 강 의 조성분에 질소성분이 많은 공구강을 레이저로

표면열처리 했을 때 발생하는 피로 파괴 특성을 연구했다. Y. T. Yoo

등은 Nd:YAG 레이저를 이용해 서 SM45C 와 STD11 을 초점거리를 변화시키고 출 력과 이송속도를 조절해서 재료별 표면경화 특성 을 연구하였다. J. Grum

등은 12Ni maraging 강을 출력 360W Co

레이저로 초점거리를 변화시키는 방법으로 조사면적을 증가시켜 미세경도분포를 측 정하여 발표하였다. M. J. Tobar

등은 레이저빔 출 력을 1000W 와 660W 로 하고 레이저빔의 이송속 도와 초점거리를 변화시키는 방법으로 공구강의 표면경화 깊이를 제어할 수 있다고 발표하였다.

이상의 연구동향을 조사해 보면 대부분 저출력 CO

레이저와 Nd:YAG 레이저를 이용하여 다양한 재질에 대한 공정변수와 공정변수별 표면경화 깊 이와 경도크기를 측정하여 발표하였다. 부품을 표 면경화 시킬 때 레이저빔을 이용하면 국소적인 표 면을 제한적으로 경화시킬 수 있는 장점도 있지만, 비교적 표면적이 넓은 부분을 경화시킬 경우에는 레이저빔을 여러 번 조사하는 다중패스(Multi-pass) 방법으로 중첩(overlapping)시켜 열처리하고 있는 방법을 소개하고 있다. 이렇게 표면경화 시키면 레이저빔이 중첩되는 부분에는 경화된 부분이 다 시 풀리는 경우가 발생하고 경화깊이가 균일하게 생성되지 않을 수 있다.

본 연구에서는 냉간금형강 STD11 을 연속파형 Nd:YAG 레이저를 사용하여 표면경화 특성을 연구 하고자 한다. 레이저빔으로 표면경화 시키기 위한 공정변수로는 레이저빔의 이송속도, 레이저빔의 출력, 초점거리 등을 조절하여 최적의 공정조건을 찾고자 한다. 일반적으로 레이저빔을 이용하여 표 면경화를 시킬 경우 초점거리를 이동시켜 표면경 화 시키는 디포커싱(defocusing)방법을 사용하는 경 우가 많다. 디포커싱 방법으로 표면경화를 시키면 중심부의 에너지밀도는 높고 주변부는 상대적으로 에너지밀도가 낮기 때문에, 중심부는 과입열량으 로 용융이 발생하고 탈탄현상이 발생하는 경우가 자주 발생한다.

이번 연구에서는 이와 같은 문제점을 해결하기 위해 반원통형 렌즈를 사용하여 표면에 전달하는 레이저빔이 슬릿(slit)형태로 전달되어 과입열량이 발생하지 않도록 제어하였다.

레이저빔을 전달하여 초점을 맺는 렌즈의 기하 학적 특성에 따라 표면경화 되는 변화를 비교 분 석하고자 한다.

실험방법으로는 레이저 표면경화 시 레이저빔

의 출력을 고정하고 레이저빔의 이송속도를 변화 시키는 방법으로 입열량을 제어하여 렌즈의 F-수 (F-number, F-no) 를 변화시켜 경화깊이, 경화폭, 미 세조직과 경도분포를 실험적으로 고찰하고자 한다

2.1 실험장치

본 연구에 사용한 연속파형 Nd:YAG 레이저는 파장이 1.06µm 이고, 최대출력은 2.8kW 이다. 레이 저빔 발산각은 25mrad 이고, 600µm 인 광섬유를 통 해서 전달된다. 광케이블에 연결되어 가공하는 공 작대는 LASMA 1054 이다. 시편을 열처리 시킬 때 표면과 대기중의 오염물질 사이의 상호작용을 방 지하기 위해서 아르곤(Ar)가스를 보호가스로 사용 하였다. 조사각도는 45°, 가스압력은 1.5bar 로 분사 시켰다.

Fig. 1 Schematic of a Laser Heat treatment

Fig. 2 Schematic of Laser Beam

디포커싱에 의한 표면열처리 시 중앙부의 과입 열량 때문에 용융이 발생하는 것을 방지하기 위해 제작한 열처리 광학계는 반원통형으로 제작하여 실험하였다. 렌즈의 재질은 UV grade F.S. 이고, 반 사방지코팅(anti-reflective coating)이 되어있지 않은 열처리 전용 렌즈이다. 그렇기 때문에 렌즈 전면 에 4%, 후면에서 4%, 총 8%의 반사에 의한 손실 이 발생한다. 렌즈 앞면과 뒷면에서의 반사에 의 한 손실과 구면수차로 인해 레이저 에너지손실로 에너지밀도가 작아지게 된다. 여기서 구면수차란

렌즈를 통과한 레이저 빛이 한 점으로 모이지 못 하는 현상을 말하는데, 이렇게 빛이 한 점으로 모 이지 못하면 렌즈를 통과한 빛의 에너지 밀도에 영향을 주게 된다. 이러한 이유로 시편표면을 기 준으로 파워미터로 출력을 측정하여 레이저 발진 기에 표시되는 출력과 비교하였다.

본 연구에서의 실험 변수는 F-no 가 다른 렌즈 를 사용한 것이다. F-no 는 초점거리와 렌즈의 직경 으로 정의되는 렌즈특성 수로 F-no = ƒ/D 로 표시된 다. 본 실험에서는 사용한 렌즈의 초점거리는 113.2mm, 232mm, 339.4mm 로 3 가지 렌즈를 가지고 실험하였다. 레이저빔을 전달하는 렌즈의 직경이 40mm 이기 때문에 F-no 는 각각 2.83, 5.8, 8.48 이다.

그리고 열처리 광학계를 이용한 표면경화법과 디 포커싱 방법을 이용한 표면경화법을 성능 분석하 기 위해 경도분포를 비교하였다. 이때 사용한 디 포커싱 렌즈는 초점거리(ƒ)는 195mm 이며, 렌즈 크 기(W×L)는 40×40mm 이다.

본 연구에 사용된 실험장치의 개략도는 Fig. 1 과 같다. Fig. 2 는 광학계렌즈를 장착하고 레이저빔 이 나오는 모식도를 나타낸 것이다.

2.2 실험방법

본 연구에 사용된 시편의 화학조성은 Table 1 에 나타내었다. 실험에 사용한 시편의 크기는 시 편 자체에서 자기 냉각(self-quenching) 효과를 위해 어느 정도의 임계체적과 두께를 가지고 있어야 한 다. 그래서 시편크기를 100(W)mm×100(L)mm×

10(T)mm 으로 가공하였고, 레이저 표면경화 전에 시편의 표면의 이물질 등을 제거하기 위해 연마기 와 사포(Sand Paper)로 연마하고 아세톤으로 세척한 후 실험하였다.

Table 1 Chemical composition of specimen (%)

STD11 (Wt, %)

C Si Mn P S 1.51 0.25 0.28 0.018 0.003

Ni Cr Mo V Cu 0.23 11.26 0.82 0.242 0.06

F-no 의 변화에 따라 시편표면에 조사되는 열처

리 유효면적의 변화를 비교하기 위해 출력 1800W,

빔이송속도 1000mm/min, 조사시간은 180ms 로 하

여 초점을 위 방향으로 이동하면서 조사한 결과를

Fig. 3 에 나타냈다. Fig. 3 에 도시한 것처럼 조사된

열처리 유효면적은 슬릿모양의 타원 형태이기 때

문에 장축을 w, 단축을 b 로 하여 초점거리 변화에 대한 열처리 유효면적을 계산하였다. 디포커싱으 로 레이저빔을 시편에 조사했을 때의 열처리 유효 면적의 변화를 비교하기 위해 동일한 출력과 조사 시간으로 레이저빔을 시편 표면에 조사한 후 열처 리 유효면적을 계산하여 Fig. 4 에 함께 나타냈다.

Fig. 3 The surface bead configuration of focus positions

Fig. 4 Variation Fusion area according to F-no variation

Fig. 4 의 실험 결과를 분석하면 F-no 가 8.48 일 경우에는 에너지밀도가 상대적으로 낮아 초점면에 서 열처리 유효면적이 작게 형성되었다.

렌즈 특성상 F-no 가 5 인 경우 구면수차가 가 장 작기 때문에 렌즈를 통과 후 레이저빔의 에너 지밀도가 가장 높아 시편표면에서 열처리 유효면 적을 가장 크게 형성하였다.

F-no 가 2.83 인 경우를 보면 렌즈 특성상 초점 심도가 작기 때문에 초점거리를 변화시키면 시편 에 흡수되는 에너지가 작아져 열처리 유효면적이 감소되는 특성이 뚜렷하게 나타나고 있다.

초점위치에 따라 시편 표면에서 에너지 흡수량 을 분석하기 위해 초점이 시편 표면보다 위에 있 는 경우는 (+), 시편 표면보다 아래 있는 경우는 (-)

이다. 이때 포커싱이 (+) 위치일 경우가 (-) 위치에 있을 경우보다 면적이 작게 형성되었다. 이는 초 점위치를 시편표면의 위쪽으로 가면 초점면을 지 난 레이저빔이 발산하면서 진행하기 때문에 에너 지밀도가 낮아져서 발생하는 현상으로 판단된다.

본 연구에서 열처리 실험 시 f=0 일 경우를 사 용하기 때문에 이것을 기준으로 초점면에서 열처 리 유효면적을 측정한 결과, 디포커싱의 경우 열 처리 유효면적이 2.48mm

이고 F-no 가 2.83 일 때 는 101.12mm

, 5.8 일 때는 135.9mm

, 8.48 일 때는 47.38mm

으로 디포커싱일 경우의 열처리 유효면 적보다 작게는 19 배 크게는 54.8 배 정도 크게 형 성되었다.

레이저 열처리할 경우 고려해야 할 공정변수로 열처리 렌즈, 레이저빔 출력, 레이저빔 파장, 레이 저빔 이송속도, 레이저빔의 초점위치, 보호가스 종 류 및 유량, 재질에 따른 빔 흡수율 등이 있다. 하 지만 본 연구에서는 Nd:YAG 레이저를 사용하여 그 중에서도 가장 중요한 공정변수인 열처리 렌즈, 레이저빔 출력과 레이저빔 이송속도를 변화시키면 서 그에 따른 경화깊이, 경화폭, 경도값 등을 측정 하고 입열량 또한 분석하여 표면열처리 특성을 비교하고자 한다.

레이저 표면 열처리 후 입열량 특성을 분석하 기 위하여 입열량을 계산하였다. 입열량(E) 계산식 은 다음 식(1)과 같다.

v w E P

= × (1) P : 레이저빔 출력

w : 레이저빔 흡수폭 v : 레이저빔 이송속도

레이저 표면열처리는 앞에서 언급했듯이 세 종 류의 열처리 렌즈를 사용하였고, 각각의 렌즈별로 공정변수를 달리하면서 표면경화 특성을 비교분석 하였다. 실험 공정변수는 Table 2 에 나타내었다.

레이저 표면열처리 한 다음 경도측정, 경화폭,

깊이 및 조직변화 등을 분석하기 위해 열처리부를

다이아몬드 커터기로 절단한 후 마운팅하고, 연마

기(polisher)로 연마하였다. 연마 후 Vilella`s 에칭액

과 Nital(3%) 에칭액으로 부식처리를 하고, 광학현

미경을 이용하여 열처리 특성을 분석하였다.

경도시험은 마이크로 비커스(Micro vickers) 경 도시험기를 사용하여 경도분포를 측정하였다. 경 도시험을 위해 사용한 하중은 0.5kg 이다.

Table 2 The Experimental Conditions Power

(W) F-no Beam Speed (mm/min) Process

Experimental

1600 1800 1900

2.83

200, 400, 600, 800, 1000 5.8

8.48

3.1 입열량

본 연구에서는 F-no 를 2.83, 5.8, 8.48 로 변화하 면서 입열량 특성을 분석하였다. F-no 는 렌즈의 직 경(D)과 초점거리(ƒ)에 따라 아래 식으로 표현되는 렌즈특성이다.

F no f

− =D

(2) F-no 의 변화에 따라 렌즈의 구면수차로 인해 집속된 빔의 크기가 변하고 그에 따라 에너지밀도 도 변하게 된다. F-no 가 작으면 렌즈직경 대비 초 점거리가 짧기 때문에 빔사이즈가 작아지고 에너 지밀도는 증가하게 되지만 초점심도는 줄어드는 특성을 갖게 된다.

F-no 가 변하면 구면수차에 의해 에너지 밀도가 달라지기 때문에 이를 분석하기 위해 출력 계측기 측정 결과를 Fig. 5 에 나타냈다. 출력 측정 시 사 용한 출력 계측기의 오차 범위는 ±5%이다. Fig. 5 의 횡축은 F-no 별 렌즈를 나타내고, 종축은 F-no 별 실제 발진기를 통해 입력한 값과 출력 계측기 (Power meter) 를 통해 측정된 값에 대한 손실율을 나타낸 값이다. 그림에 나타낸 것처럼 출력을 1600W, 1800W, 1900W 로 변화시켰을 때, F-no 가 2.83 일 때는 29~31% 정도 손실되었고, F-no 가 5.8 일 때는 손실율이 26~28%, F-no 가 8.48 일 경우 30.5 ~ 32.5.% 정도 손실되었다. 출력값을 측정하였 을 때 F-no 가 5 에 가까운 5.8 일 경우 에너지 밀 도가 높기 때문에 손실율이 적었고, 5 를 벗어나는 경우에 측정되는 출력값은 에너지 밀도가 낮기 때 문에 손실율이 증가하였다.

Fig. 5 Loss rate to F-no variation

발진기에 1600W, 1800W, 1900W 로 입력한 값과 실제 출력 계측기로 측정 시 출력값이 차이나는 이유는 앞에서 언급한 것처럼 반사방지코팅이 되 어있지 않아 렌즈의 앞, 뒷면에서 총 8%의 손실이 발생하게 된다. 그리고 렌즈의 구면수차로 인해 레이저빔이 렌즈를 통과할 때 하나의 점에 초점이 맺지 못하고, 초점 중심 밖으로 벗어나 초점면적 이 증가하면서 단위 면적당 에너지밀도가 감소하 기 때문이다. 그리고 단위 면적당 에너지는 출력 을 면적으로 나눈 값(출력 P / 초점면적 A)이다. 열 처리 렌즈를 사용하면 상대적으로 초점면적이 증 가하기 때문에 단위 면적당 에너지가 줄어들게 된 다. F-no 가 5 를 많이 벗어날수록 구면수차가 커지 는데 이러한 렌즈로 초점을 맞추려고 하면 에너지 가 초점면에 집중되지 않고, 초점면 주위로 확산 되는 광자의 양도 많아져 시편 표면에 집중되는 에너지 양도 감소하게 된다. 이와 같은 현상은 Fig.

3 과 Fig. 5 에 설명되고 있다.

출력이 높을 때 보다 낮을 때 손실율이 더 크 게 나타났다. 그 이유는 낮은 출력에서는 집속되 는 광자의 밀도가 상대적으로 작아 구면수차로 인 해 광자들이 발생되는 손실이 더 크게 나타나는 것으로 판단된다.

이와 같은 현상은 초점위치를 변화시키면서 시

편 표면에 레이저빔을 조사했을 때 에너지 흡수량

을 분석한 Fig. 3 과 그 결과를 정성적으로 나타낸

Fig. 4 에서도 확인할 수 있다. F-no 가 2.83 과 8.48

인 렌즈로 레이저빔을 조사했을 때 구면수차에 의

한 에너지밀도 감소가 커 시편 표면에 전달된 에

너지가 작아 열처리 유효면적이 작게 형성되어 있

음을 나타내고 있다.

일반적으로 F-no 가 적을수록 렌즈의 구면수차 가 커지고, 작업공간과 초점심도가 적어진다. 반면 에 F-no 가 커지면 작업거리가 길어지고 초점심도 는 증가하지만, 레이저빔의 출력은 구면수차와 렌 즈 가장자리에서의 회절현상 때문에 에너지 밀도 가 감소하는 특성을 가지고 있다. 이론적으로 F-no 가 5 인 경우, 구면수차의 한계를 나타내기 때문에 구면수차의 한계를 벗어나는 F-no 렌즈로 레이저빔 을 전달했을 때 나타나는 표면경화 특성을 비교하 였다.

Fig. 6 Heat input capacity of laser Beam travel speed

Fig. 6 은 출력을 1900W 로 고정하고 빔이송속 도와 열처리 렌즈를 변화시키면서 표면경화 후 결 과를 바탕으로 입열량을 계산한 것이다. 입열량은 F-no 를 변화시키면서 시편표면에 레이저빔을 조사 하였을 때 열처리가 가능한 유효면적을 중심으로 계산하였다. 레이저빔의 이송속도가 200mm/min 일 때 F-no 가 2.83 일 경우 2.31×10

J/cm

, 5.8 일 때는 2.34 ×10

J/cm

, 8.48 일 때는 2.88×10

J/cm

로 F-no 가 8.48 일 때 가장 크게 나타났다. 렌즈의 직경이 같을 경우, F-no 가 작을수록 초점면에서 레이저빔 의 에너지밀도가 커지고, F-no 가 커질수록 초점심 도는 증가하지만 초점면에서의 에너지밀도는 떨어 지기 때문에 시편 표면에 레이저빔을 조사하였을 때 열처리 유효면적이 작아진다. 이와같은 이유로 에너지밀도를 계산하는 식(1)에서 에너지밀도 감소 로 경화된 폭이 작아지기 때문에 F-no 가 8.48 일 때 입열량이 크게 계산된 것이다. F-no 가 큰 경우 초점면적이 작아지는 이유는 F-no 가 작을 때 보다 시편 표면에 조사된 에너지가 렌즈에 의한 구면수 차 및 회절현상 때문에 에너지밀도가 감소하여 초

점면에서 열처리 유효면적이 감소하였기 때문이다.

F-no 가 8.48 일 경우 레이저빔의 이송속도를 800mm/min 으로 증가하면 에너지를 흡수한 표면경 화 상태를 육안으로 관찰 할 수 없어 표면경화 폭 을 측정할 수 없기에 표시하지 않았다.

F-no 변화에 대한 표면경화 특성을 분석한 결 과 레이저빔의 출력에 대한 경도값의 변화보다 F- no 가 변하면 초점면에서 에너지밀도가 변화하기 때문에 경화폭과 경화깊이에 더 비중을 두어 관찰 하였다.

이와 같은 특성을 정량적으로 나타내기 위해 F- no 변화에 대한 경화폭의 변화와 경화깊이 변화에 대한 측정결과를 Fig. 11 과 Fig. 12 에 나타냈다. F- no 가 증가하면 초첨거리와 초점심도가 증가하지 만 에너지 밀도가 감소되어 경화폭과 경화깊이가 감소함을 그래프를 통해 확인할 수 있다.

3.2 경도분포

레이저빔 출력, 레이저빔 이송속도와 F-no 를 변화 시키면서 표면경화 한 결과를 Fig. 7 에서 Fig.

10 에 나타내었다.

그림에서 나타난 것처럼 전체적으로 레이저로 표면경화 시 탈탄현상 때문에 표면경화 중앙부의 경도값이 열영향부에 비해 작게 나타났다. 탈탄이 발생한 부분은 모재에 비해 경도값이 약 1.5 배 증 가하였지만 열영향부는 2.4 배 정도 증가하였다.

이와 같은 탈탄현상은 에너지밀도가 높은 레이 저빔이 비교적 탄소성분이 많은 시편에 조사되면 비중이 작은 탄소와 공기 중의 산소와 반응하여 CO 가스가 되거나 산화하여 증발하게 된다. 본 실 험에서도 레이저빔에 의해 열을 받으면 내부에서 분자운동이 활발해지는데, 이때 탄소성분은 비중 이 낮아 표면으로 이동하면서 공기 중의 산소와 결합하여 이탈되기 때문에 경도값이 열영향부 보 다 낮은 것으로 판단된다.

Fig. 7(a) 는 레이저빔 출력 1600W, F-no 가 2.83 인 경우 레이저빔 이송속도를 200mm/min 와 400mm/min 으로 조사하였을 때의 경도분포이다.

냉간금형강 STD11 의 경우 모재 경도값은 약 260Hv 이다. 레이저빔의 이송속도가 200mm/min 일 때 시편 중앙부의 평균 경도값은 약 374Hv 이고 열영향부에서 최고 경도값은 약 600Hv 이었다.

레이저빔의 이송속도가 400mm/min 일 때, 시편

중앙부의 평균 경도값이 359Hv 이고 열영향부의 최

고 경도값이 590Hv 인 것과 비교하면 경도값은 비

(a) Power 1600W

(b) Power 1800W

(c) Power 1900W

Fig. 7 (a),(b),(c) Comparison hardness distribution to F- no 2.83 variation of heat treatment optical lens 슷하게 나타났다. 하지만 레이저빔 이송속도가 늦 은 200mm/min 일 때의 경화폭은 21954µm 로 레이 저빔 이송속도가 400mm/min 의 경화폭 17103µm 보

다 4580µm 정도 크게 경화되었다. 이는 레이저빔 의 이송속도가 상대적으로 느려지면 레이저빔과 시편이 서로 상호작용하는 시간이 길어져 입열량 이 많아지기 때문에 주위로 더 많은 열이 전도되 어 경화폭이 증가한 것이다.

Fig. 7(b) 는 F-no 를 2.83 으로 고정하고 레이저 빔출력은 1800W, 레이저빔 이송속도는 200mm/min, 400mm/min, 600mm/min 으로 하였을 때 경도 분포 값을 나타낸 것이다. 레이저빔의 이송속도가 200mm/min 일 때 중앙부 평균 경도값은 390Hv 이 고 열영향부의 최고 경도값은 688Hv 이었다. 레이 저빔의 이송속도를 400mm/min 으로 했을 때 중앙 부의 평균 경도값은 379Hv 이고 열영향부의 최고 경도 값은 570Hv 이었다. 레이저빔의 이송속도를 600mm/min 으로 했을 때 중앙부의 평균 경도값은 375Hv 이고 열영향부의 최고 경도값은 640Hv 이었 다. 레이저빔의 이송속도가 증가함에 따라 레이저 빔과 시편이 상호작용하는 시간이 줄어들면서 입 열량의 감소로 경화폭이 23318µm, 21107µm, 17426µm 로 줄어들었다.

Fig. 7(c) 는 F-no 를 2.83 으로 고정하고 레이저빔 출력은 1900W 로 하고 레이저빔 이송속도는 200mm/min, 400mm/min, 600mm/min, 800mm/min 으 로 200mm/min 씩 증가시키면서 시편에 조사했을 때의 경도분포 결과이다. 레이저빔의 이송속도가 200mm/min 일 때 중앙부 평균 경도값은 384Hv 이 고 열영향부위 최고경도값은 642Hv 이었다.

400mm/min 일 때 중앙부의 평균 경도값은 354.5Hv 이고 열영향부의 최고 경도값은 570Hv 이었다.

600mm/min 일 때 중앙부의 평균 경도값은 333.7Hv 이고 열영향부의 최고 경도값은 622Hv 이었다. 마 지막으로 800mm/min 일 때 중앙부의 평균 경도값 은 327.9Hv 이고 열영향부의 최고 경도값은 564Hv 이었다. 레이저빔의 이송속도를 200mm/min 로 증 가함에 따라 입열량의 감소로 경화폭이 24,728µm, 21,420µm, 18,021µm, 15,548µm 약 14.3% 씩 줄어들 었다.

Fig. 7(a) 에서 출력이 가장 작은 1600W 는 레이

저빔 이송속도가 600mm/min 이상부터는 표면경화

가 거의 이루어 지지 않아 의미가 없기 때문에 도

시하지 않았다. Fig. 7(c) 에서 표면경화 폭이 가장

클 때 출력이 1900W 이고, 이때 레이저빔의 이송

속도 변화에 대한 경화폭의 변화를 Fig. 11 에 나타

냈다.

(a) Power 1600W

(b) Power 1800W

(c) Power 1900W

Fig. 8 (a),(b),(c) Comparison hardness distribution to F-no 5.8 variation of heat treatment optical lens

Fig. 9 Comparison hardness distribution of F-no 5.8 heat treatment optical lens and defocusing method

Fig. 8 은 F-no 가 5.8 일 때 레이저 출력 변화에 대한 표면경화 실험 결과를 나타냈다. 레이저빔의 출력과 레이저빔의 이송속도는 Fig. 7 과 동일한 조건에서 실험하였다.

Fig. 8(a) 는 레이저빔 출력이 1600W 일 때 레이저 빔 이송속도가 200mm/min 과 400mm/min 에서 중앙 부의 평균 경도값은 387Hv 와 404Hv 이고 열영향부 의 최대 경도값은 655Hv 와 581Hv 였다. 레이저빔의 이송속도 증가에 따라 경화폭은 20,741µm 에서 12,680µm 로 감소하였다.

Fig. 9 를 보면 디포커싱 하는 방법으로 열처리 했을 때도 중앙부의 경도가 작은 현상이 열처리 광학렌즈를 사용한 경우와 동일하게 나타났다. 열 처리용 광학계를 사용했을 때 경화폭은 24,341µm 이고 디포커싱 했을 때 경화폭은 889µm 로 열처 리 광학렌즈를 사용하여 열처리 한 경우가 디포커 싱보다 약 3 배정도 넓게 경화되었다. 경화된 폭의 차이는 있지만 경도값은 열처리 광학계로 열처리 했을 때와 비슷한 경도값을 나타내고 있다.

Fig. 10 은 Fig. 7, Fig. 8 과 공정조건은 동일하게 하고 F-no 만 8.48 로 바꾸어 실험한 후 경도분포 를 나타낸 결과이다. F-no 가 증가하면 작업거리도 증가하고 초점심도도 커지지만 시편표면에서 레 이저 에너지 밀도가 F-no 가 작은 경우보다 줄어 들기 때문에 경화폭이 감소되었다.

특히 Fig. 10(a)에 나타낸 것처럼 레이저 출력이

1600W 이고, 레이저빔의 이송속도가 400mm/min 이

상부터는 에너지밀도가 감소하여 표면 경화된 부

분을 육안으로 확인할 수 없었다. 200mm/min 에서

(a) Power 1600W

(b) Power 1800W

(c) Power 1900W

Fig. 10 (a),(b),(c) Comparison hardness distribution to F- no 8.48 variation of heat treatment optical lens 중앙부의 평균 경도값은 404.1Hv 이고, 열영향부의 최고 경도값은 694Hv 이고, 경화폭은 13,820µm 였 다.

레이저빔의 출력이 1800W 일 경우 레이저빔의

이송속도를 200mm/min 과 400mm/min 로 했을 때 중앙부의 평균 경도값은 371Hv 와 407.8Hv 이고, 열영향부의 최고 경도값은 681Hv 와 667Hv, 경화 폭은 18464µm 와 13072µm 였다.

레이저빔의 출력이 1900W 일 때 경도분포 결 과를 나타낸 Fig. 10(c)에서는 Fig. 7(c), Fig. 8(c)와는 달리 레이저빔의 이송속도가 600mm/min 부터 육 안으로 표면경화 된 부분을 관찰할 수 없었다.

이 때 200mm/min 과 400mm/min 의 중앙부의 평 균 경도값은 367.3Hv 와 393.2Hv 이고, 열영향부의 최고 경도값은 688Hv, 676Hv 이고, 경화폭은 19774µm 와 14796µm 였다.

측정된 경도값 분포는 실험 결과, 중앙부분의 경도값은 열영향부에 비해 경도값이 작게 나타났 다. 이로 인해 레이저로 STD11 을 표면경화 하여 경도값을 개선하기 위해서는 이러한 현상을 해결 해야 될 문제로 남았다.

T. Hirogaki

등의 연구결과에 따르면 이와 같은 현상을 탈탄(Decarburization)현상이라 언급은 하지 않고 탄소성분이 많은 강을 레이저로 열처리 했을 때 잔류오스테나이트 성분이 많이 남아 있기 때문 이라고 주장하고 있다. 잔류오스테나이트 양은 마 르텐사이트 시작온도(Ms 온도)와 관계있고, 레이저 빔의 과입열량으로 Ms 온도상승에 의한 잔류오스 테나이트 성분의 증가 때문이라고 발표하였다. 만 일 T. Hirogaki

등의 연구 결과가 완벽하게 옳은 주장이라면 레이저빔의 이송속도를 증가시켜 입열 량을 감소시키는 방법으로 열처리하면 잔류오스테 나이트 성분을 획기적으로 줄었어야 했는데 실험 결과 개선되지 않고 있다.

그러나 실험결과 실험 전체 영역에서 열영향부 (Heat affected zone) 의 경도가 상대적으로 매우 높고, 표면경화 중앙부의 경도가 낮은 것은 냉각속도와 탈탄현상이 더 연관 있을 가능성이 있다고 판단된 다. 이를 개선하기 위해서는 레이저로 열처리 할 때 공기, 수증기, 탄산가스와 접촉하지 않도록 차 폐시키고 냉각속도를 증가시키는 방법을 고려해서 심도있는 연구가 더 필요하다고 생각된다. 탈탄현 상은 강 속에 있던 탄소가 산화하여 그 양이 감소 되는 현상으로 탄소가 철과의 결합력보다는 산소 와의 결합력이 더 강력하고, 비중이 작은 탄소가 표면으로 부상하면서 탈탄현상이 가속되어 경도가 증가되지 못했다고 생각된다.

탄소강의 성분 중에서 탄소성분의 비중이 가장

낮기 때문에 내부에서 분자운동이 일어나게 되면

비중이 낮은 탄소성분이 표면 쪽으로 움직이게 된 다. 이때 탄소성분이 빠져나가기 전에 빨리 냉각 시킨 다면 탄소가 표면에 남은 상태가 되어 경도 값이 증가할 것으로 판단되기 때문이다.

Fig. 11 Surface hardness width for F-no variation

Fig. 12 Hardness depth for F-no variation

Fig. 11 은 레이저빔의 출력이 1900W 일 때 F-no 변화에 따른 표면경화 폭을 측정한 후 결과값을 나타냈다. F-no 가 작은 2.83 인 경우 경화폭이 24728µm 로 시편 표면에서 흡수되는 에너지밀도가 높아 경화폭이 F-no 가 8.48 인 19774µm 보다 크게 형성되었다.

F-no 가 증가할수록 경화된 폭이 감소하는데 F-no 가 가장 큰 8.48 일 경우에는 경화폭이 급격 하게 감소한다. 이는 레이저빔으로 표면경화 할 경우 공정조건을 예민하게 조절해야 함을 의미한 다.

일반적으로 레이저빔을 전달하는 렌즈의 구면 수차 한계가 5 인 점을 고려하면 레이저 열처리

광학계를 설계할 때 슬릿한 타원형 형태의 빔을 전달시키는 반원통형 렌즈라 할지라도 F-no 를 5 에 가깝게 하는 것이 효과적임을 나타내고 있 다.

Fig. 12 는 레이저빔 출력이 1900W 일 때 레이 저빔 이송속도 변화에 대한 경화깊이를 F-no 변화 에 따라 실험한 결과를 나타냈다. 레이저빔의 이 송속도가 200mm/min 으로 느린 경우, 레이저빔과 시편이 서로 상호작용하는 시간이 길어지면서 에 너지 전달시간이 충분할 경우 초점심도가 가장 긴 F-no 가 8.48 일 때 경화깊이가 418.9µm 로 F-no 가 2.83 과 5.8 일 때 경화깊이 328.7µm 와 359.3µm 보 다 깊게 형성되었다.

그러나 F-no 가 8.48 인 경우 레이저빔의 이송 속도를 증가시키면 상호작용 시간이 줄어들게 되 는데, 이로 인해 초점면에서의 에너지밀도 감소 현상이 발생하고 초점면에서의 경화깊이도 감소 하였다. 이는 F-no 가 5 에서 멀어지면 구면수차에 의한 에너지밀도의 감소로 인해 레이저빔을 전달 하는 에너지양이 줄어들면서 나타나는 현상으로 판단된다.

3.3 냉간금형강 STD11 의 미세조직 변화

Fig. 13 은 레이저빔의 출력을 1900W 로 하고 레이저빔의 이송속도를 200mm/min 로 했을 때 F- no 변화에 대한 경화깊이를 나타낸 사진이다. 사 진에 나타낸 것처럼 F-no 가 커질수록 경화깊이가 증가함을 나타내고 있다.

이는 F-no 가 작으면 초점면에서 에너지밀도는 높지만 초점심도가 작아지기 때문이고, F-no 가 커 지면 초점면에서 초점심도가 커지기 때문에 경화 깊이가 증가한 것이다. 그러나 경도분포 실험결과 에서 고찰한 것처럼 F-no 와 레이저빔 이송속도가 증가하면 에너지밀도가 급속히 감소하여 경화깊이 와 경화폭이 감소한 결과를 얻었다. 이는 출력이 1900W 이고 F-no 가 8.48 일 경우에는 레이저빔의 이송속도를 200mm/min 이하로 할 때 효과적인 열 처리가 가능하다는 것을 의미한다.

일반적으로 레이저빔으로 표면경화 시킬 때 레

이저빔이 기지에 조사되면 조직이 오스테나이트로

된 것이 보통 0.01~1.0 sec 로 매우 빠르게 급냉되

므로 입자 성장이 극소화 되고 마르텐사이트 조

직으로 변태되기 때문에 재료의 강도를 높이고

내마모성과 내부식성, 내충격 피로강도를 높이게

된다.

F-no = 2.83

F-no = 5.8

F-no = 8.48

Fig. 13 Micro structure of Laser Heat treatment zone (x20, 1900W, 200mm/min)

Fig. 14 는 F-no 를 2.83, 5.8, 8.48 의 변화에 대한 조직변태 특성을 비교하기 위해 공정조건을 변화 시켜 실험한 결과를 정리하여 나타냈다.

실험결과 전체적으로 레이저빔으로 열처리 한 후 냉각 시 재료 특성에 따른 냉각속도의 문제 때 문에 시편중앙부에는 마르텐사이트 조직을 형성하 지 못하고 잔류오스테나이트 조직과 수지상조직, 퍼얼라이트 조직이 형성되어 있다. 시편의 열처리 표면부는 조대한 조직성분이 많고 모재방향으로 진행하면서 수지상조직과 잔류오스테나이트, 펄라 이트 성분들이 함께 나타나고 있다.

잔류오스테나이트는 경도가 낮고, 실온에서 시 간이 경과되면 서서히 변태가 진행되어 마르텐사 이트로 변화되기 때문에 재료의 팽창으로 인해 제 품의 변형과 균열을 발생시키고 경도 불균형의 원

Beam speed = 200mm/min

x50

x100

Beam speed = 400mm/min

x50

x100

Fig. 14(a) Micro Structure of heat treated surface in case

of F-no 2.83 and 1900W

Beam speed = 200mm/min

x50

x100

Beam speed = 400mm/min

x50

x100

Fig. 14(b) Micro Structure of heat treated surface in case of F-no 5.8 and 1900W

Beam speed = 200mm/min

x50

x100

Beam speed = 400mm/min

x50

x100

Fig. 14(c) Micro Structure of heat treated surface in case

of F-no 8.48 and 1900W

인이 될 수도 있다. STD11 을 레이저로 열처리해서 균일하게 표면경도를 높이기 위해서는 탈탄현상을 제어 할 수 있는 다양한 방법이 연구되어야 할 것 으로 사료된다. 이와 관련된 연구는 다음 연구로 진행할 예정이다.

4. 결론

냉간금형강 STD11 을 연속파형 Nd:YAG 레이저 로 레이저빔의 출력과 이송속도를 변화시키면서 슬릿형 빔을 전달하는 렌즈의 F-no 변화에 따른 표 면경화 특성을 실험한 결과 다음과 같은 결론을 얻었다.

1) F-no 를 2.83, 5.8, 8.48 로 변화시키면서 레이 저빔을 표면에 조사 했을 때, 레이저빔의 이송속 도가 증가하고, F-no 가 5 에서 멀어지면 렌즈의 특 성과 구면수차 때문에 발생하는 에너지밀도 감소 로 인해 입열량 감소가 급격하게 나타났다.

2) 레이저빔의 이송속도와 출력을 변화시키면 서 표면경화 시켰을 때, 구면수차가 가장 적은 F- no 가 5.8 일 때 경화깊이와 경화폭이 가장 크게 나타났다.

3) F-no 가 증가할수록 경화 깊이는 증가하지만, 레이저빔 이송속도를 증가시키면 에너지밀도 감소 가 크게 나타나 경화깊이는 줄어들었다.

4) 레이저빔으로 STD11 을 표면경화 열처리 시 탈탄현상이 일어나 열영향부에 비해 중앙부에서의 경도값이 낮게 나타났으며, 이 탈탄현상에 대한 연구는 추후 연구과제로 남아 있다.

후 기

이 논문은 2011 년도 조선대학교 연구비의 지 원을 받아 연구되었음.

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