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년 월 2016 8 석사학위논문

군수용 방탄도어씰 제작을 위한 용접공정 최적화

CMT

조선대학교 대학원

용접접합과학공학과

홍 남 호

군수용 방탄도어씰 제작을 위한 용접공정 최적화

CMT

Optimization of CMT Welding Process for Manufacturing of Military Bulletproof Door-seal

년 월 일

2016 8 25

조선대학교 대학원

용접접합과학공학과

홍 남 호

군수용 방탄도어씰 제작을 위한 용접공정 최적화

CMT

지도교수 방 희 선

이 논문을 공학 석사학위신청 논문으로 제출함

년 월 2016 4

조선대학교 대학원

용접접합과학공학과

홍 남 호

홍남호의 석사학위 논문을 인준함

위원장 조선대학교 교 수 방 한 서 ( ) 인

위 원 조선대학교 교 수 방 희 선 ( ) 인

위 원 조선대학교 교 수 주 성 민 ( ) 인

년 월 2016 5

조선대학교 대학원

CONTENTS

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

제 1 장 서. 론

··· 1 연구배경

1 . 1 ··· 1 연구목적

1 . 2 ··· 3 연구방법

1 . 3 ··· 4

제 2 장 .

·· 7 실험 세부사항

2 . 1 ··· 7

2.1.1 ··· 7 실험 방법

2.1.2 ··· 10 용접 조건

2.1.3 ··· 11

제 3 장 .

··· 13 용접부 성능평가 및 미세조직 특성

3 . 1 ··· 13

비드 특성 평가

3.1.1 ··· 13 인장강도 실험

3.1.2 ··· 14 경도 측정

3.1.3 ··· 16 미세조직 관찰 및 분석

3.1.4 ··· 18

결과 및 고찰

3 . 2 ··· 19

3.2.1 ··· 19 인장강도 특성

3.2.2 ··· 22 경도 분포 특성

3.2.3 ··· 24 미세조직 특성

3.2.4 ··· 25

제 4 장 시제품 제작을 위한 용접방법 개발 . ··· 26 실험 세부사항

4 . 1 ··· 26

4.1.1 ··· 26 실험 방법

4.1.2 ··· 28

결과 및 고찰

4 . 2 ··· 29

4.2.1 ··· 29 비드 특성

4.2.2 ··· 34 인장강도 특성

4.2.2 ··· 36

제 5 장 . 시제품 제작 및 변형 최소화를 위한 용접순서 도출 ·· 38 실험 세부사항

5 . 1 ··· 38

5.1.1 ··· 38 측정방법

5.1.2 ··· 40

결과 및 분석

5 . 2 ··· 42

제 6 장 결 . 론 ··· 46

Reference ··· 48

List of Figures

군수용 소형전술차

Fig. 1.1 ··· 2 방탄도어씰의 형상 및 장착부위 좌 인근 부재와의 간격 우

Fig. 1.2 ( ), ( ) ··· 2

Fig. 1.3 Flow chart ··· 6 개선각 및 갭

Fig. 2.1 ··· 7 용접장비 용접기 현대중공업 로봇

Fig. 2.2 (CMT , ) ··· 8 의 작동 특성

Fig. 2.3 CMT ··· 8

일반적인 모드 위 와 모드 아래

Fig. 2.4 CMT ( ) CMT + PULSE ( ) ··· 9 인장시험기

Fig. 3.1 ··· 14 인장시험 시편의 형상

Fig. 3.2 ··· 15 비커스 경도계

Fig. 3.3 ··· 16 인장강도 테스트 파단부 형상

Fig. 3.4 ··· 21 Fig. 3.5 ARMOX 500T(6.0t) Stress-Strain Curve ··· 23

용접부 단면의 경도 분포

Fig. 3.6 ··· 24

좌 우

Fig. 3.7 Base Metal( ), HAZ+Weld Metal( ) ··· 25 개선각 및 갭

Fig. 4.1 ··· 27 시편의 형상 위 개선각 아래

Fig. 4.2 ( ), ( ) ··· 27

높은 에 의한 백비드 과다 현상

Fig. 4.3 Arc starting current ··· 29 용접 종단부에 발생하는 크레이터

Fig. 4.4 ··· 30 용접방법 의 토치 각도 변화

Fig. 4.5 Ⅱ ··· 32 Fig. 4.6 용접방법 로 제작된 시편 위Ⅰ ( ), 용접방법 로 제작된 시편 아래Ⅱ ( ) ·· 33

비드의 단면 검사 부위

Fig. 4.7 ··· 34 인장강도 테스트 파단부 형상

Fig. 4.8 ··· 36 용접방법 시편의

Fig. 4.9 Ⅱ Stress-Strain Curve ··· 37 도어씰 제작을 위한 용접장비 및 시스템

Fig. 5.1 JIG ··· 38 가지 용접순서 모식도

Fig. 5.2 3 ··· 39

방탄 도어씰

Fig. 5.3 I/F(Inspection Fixture) ··· 40 면 측정용 다이얼 게이지 좌 갭 측정용 도구 우

Fig. 5.4 ( ), ( ) ··· 40 검사 성적서 양식

Fig. 5.5 ··· 41 방탄도어씰 부위별 검사 성적

Fig. 5.6 ··· 43 내 상온냉각 시간별 검사점수

Fig. 5.7 JIG ··· 45

List of Table

의 물성치

Table 2.1 ARMOX 500T ··· 7 송급속도에 따른 입열량

Table 2.2 wire ··· 11 용접조건 도출을 위한 용접변수

Table 2.3 ··· 12 Table 3.1 ISO 5817 Quality levels for imperfections ··· 13

인장시험 시편의 규격

Table 3.2 (KS B 0801 13A) ··· 15 경도시험 조건

Table 3.3 ··· 17 공급 속도 및 갭에 따른 용접부 단면

Table 3.4 wire ··· 19 Table 3.5 ISO 5817 Quality levels for imperfections ··· 20

의 인장강도 값

Table 3.6 ARMOX 500T ··· 23 도출된 용접조건

Table 4.1 ··· 26 백비드 과다현상 방지를 위한

Table 4.2 starting current ··· 29

크레이터 제거를 위한 유지시간

Table 4.3 final current ··· 30 크레이터 제거를 위한 가지 용접방법

Table 4.4 2 ··· 31 Table 4.5 용접 진행속도에 따른 백비드 형상 ··· 33

용접방법 로 제작된 시편의 단면

Table 4.6 Ⅰ ··· 34 용접방법 로 제작된 시편의 단면

Table 4.7 Ⅱ ··· 35 Table 4.8 용접방법Ⅱ 시편의 인장강도 값 ··· 37

용접순서에 따른 검사점수 및 생산시간

Table 5.1 ··· 42 용접순서에 따른 상온냉각 시간과 검사점수

Table 5.2 ··· 44

ABSTRACT

Optimization of CMT Welding Process for Manufacturing of Military Bulletproof Door-seal

Nam-Ho Hong

Advisor : Prof. Bang, hee-seon, Ph.D.

Department of Welding and Joining Science Engineering,

Graduate School of Chosun University

Threre are many problems with GMAW(Gas Metal Arc Welding) which makes lots of sppatter and produces problems about quality. Welding the base metal, the produced heat transfer to the welding zone that makes deformation

of products.

In this situation, the next generation tactical military vehicles are being developed from 2015 and some models of them will be applied with bulletproof materials.

Bulletproof materials are made of ultra high strength steel(1,700) and have 6 thickness. They have good performance of the strength but not good formability. Hence many straight parts are need to assemble the products and there are weaknesses when doing the ARC welding, penetration is not good enough.

In this paper, the CMT(Cold Metal Transfer) welding process was used for making the military bulletproof door-seal and welding conditions are derived for ultra high strength steel(1,700), ARMOX 500T(6.0). And then the weldability was evaluated in terms of mechanical and metallurgical characteristic.

The CMT + PULSE mode of the CMT welding process was used, and when wire feeding speed is 7.6min , the angle of torch is 75°, the flow rate of shield gas composed Ar 80 + CO² 20 is 15min, welding speed is 6sec, groove is 40° and gap is 1, the weldability was most excellent.

Quality of the welded joint was evaluated according to ISO 5817. The result for welded joints was obtained quality level for stringent(B). And the average result value of the yield strength was about 800MPa and fracture occurred in the weld zone. The Vickers hardness were found above 500HV for base metal, and 272HV for welded joints. It looks like that grain coarsening was occurred in HAZ by the welding heat.

Derivation of CMT welding process is used for creating two weling mechanism process and applied to the short welding course, 20 in field welding atmosphere. And then the weldability was evaluated.

To prevent excess back bead, ARC starting current is adopted 105%

of the main current during 0.1 sec and to remove the creator of the terminal area, final current is adopted 5% of the main current during 2.5sec.

Developed welding mechanism and three types of the welding sequences were applied to making the prototype of the military bulletproof door-seal. The measurement of the deformation was carried out with the inspection fixture and then the results were exchanged to 100 points by the test reports. From these reports, the minimum cooling time in the room temperature was calculated.

In the last result, the overlap of the deformation came from welding heat makes the width of the product larger. And the cooling at least 5 minutes at room temperature by the grouped welding method is the most economical and can produce high quality products.

제 1 장 서 론

연구 배경 1.1

자동차 차체 생산현장에서 소모성 전극을 사용하는 GMA(Gas Metal Arc) 용접은 높은 생산성과 자동화 효율로 널리 이용되고 있다 하지만 기존의 용접방식은 아크. 용접 과정에서 다량의 스패터가 발생되고 스패터가 가스 노즐과 전극 팁 사이에, 고착되어 보호가스의 흐름을 방해하는데 이는 용접품질에 치명적인 영향을 미칠 수 있으며 용접부 주변에 고착된 스패터는 제거를 위해 별도의 인원이 배치되어야 하는 단점이 있다.[1]

또한 소모전극을 사용하기 때문에 아크에 의한 열량과 이행하는 용적의 보유 열 량이 더해져 모재에 입열 되고 이로 인해 적정 용접 조건에서 용접을 실시하더라, 도 열에 의한 변형이 매우 크다는 단점이 있다.[2]

최근 개발되고 있는 군수용 소형전술차(Fig. 1.1)는 일부 차종에 한하여 방탄 성 능이 추가되었으며 사용된 방탄재질은 초고장력 강판으로써, 6 두께와 1,700

급의 인장강도를 지니고 있다 이 재질은 강도 및 경도 등 성능적인 면에서. 매우 뛰어나지만 성형성이 좋지 못하기 때문에 입체적인 형상의 제품 제작 시 직 선부재를 이어 붙여야 하며, ARC 용접 시 용입률이 좋지 못하다는 단점이 있다.

특히, Fig. 1.2 와 같은 방탄도어씰의 제작에 있어 인근부재와의 간격이 2.1 ~ 2.7로 매우 근접해 있으며 형상의 특성상, 34개소에 맞대기 용접이 필요하다. 수많은 부재의 맞대기 용접에 따라 열에 의한 제품의 변형이 예상되고 이는 인근 부재와의 간섭으로 이어질 수 있다 따라서 변형을 최소화 할 수 있는 저입열 용접. 방법의 적용과 그에 따른 용접조건 도출 그리고 용접 후 제품의 변형을 최소화 할, 수 있는 용접 순서의 개발이 필요하다.

따라서 본 연구에서는 기존 용접방식의 한계를 극복하기 위해 저입열 용접기술 인 CMT(Cold Metal Transfer) 용접공정을 적용하여 방탄용 철판 초고장력강 접합( ) 에 대한 용접조건을 도출하고자 하였다 또한 방탄도어씰 제작 환경에 맞춘 용접방. 법 개발과 변형을 최소화 할 수 있는 용접순서 도출 그리고 변형 방지를 위한 상 온 냉각시간을 산출 하고자 하였다.

군수용 소형전술차 Fig. 1.1

2

방탄도어씰의 형상 및 장착부위 좌 인근 부재와의 간격 우

Fig. 1.2 ( ), ( )

연구목적 1.2

용접변형이 최소화된 방탄도어씰의 제작을 위해 용접부 각각의 열변형을 최소화 하기 위한 방안을 모색해야 한다 따라서. 6.0의 1,700급 초고장력 강판의 용접조건을 도출하고 용접에 따른 열의 중첩을 고려 제품의 변형을 최소화 할 수, 있는 용접순서를 도출하며 용접 후 변형방지를 위한, JIG 내 상온 냉각시간을 산출 하고자 한다.

용접부 각각의 열변형을 최소화하기 위한 방안으로 저입열 CMT 용접공정을 적 용하였으며 모재의 특성을 고려한 용접조건을 도출하기 위해 다음과 같은 변수의 결정이 필요하다 용접기의 용접조건으로는 전류 전압. , , wire 송급속도 보호가스, 유량 등이 있으며 모재의 용접조건으로는 판재사이의 갭 개선각 등이 있다 또한, . 용접방법으로는 전진법, 후진법, 일반 CMT모드, CMT 다이내믹 모드, CMT + 모드 등 수많은 방법이 있다 수많은 방법을 조합하여 열에 의한 변형을 최소

pulse .

화 하며 용입률 및 인장강도 등 자동차 제조사의 SPEC에 맞는 용접부를 만들어 낼 수 있는 용접조건 및 방식을 도출하고자 한다.

도출된 용접조건을 적용, 34개소의 맞대기 용접을 진행함에 있어 열에 의한 변 형의 중첩에 따라 제품 전체의 형상에 영향이 있으며 용접순서에 따라 제품의 변, 형량이 각각 달라질 수 있다.[3] 변형을 최소화 할 수 있는 방안으로는 용접 완료 된 제품을 JIG 내에 위치하고 상온냉각 후 꺼내는 방법이 있다.[4] 하지만 이 방 법은 냉각을 위한 시간이 정해져 있지 않고 용접 순서에 따라 그 시간이 달라지기, 때문에 냉각시간을 최소화 하고 생산량을 늘릴 수 있는 최적의 용접순서를 도출하 고자 한다.

연구방법 1.3

장에서는 연구 배경 및 목적 그리고 본 논문의 구성 대해 나타내었다

1 .

장에서는 용접을 이용한

2 CMT 1,700급 초고장력 강판(6.0 의 용접공정) 개발에 대하여 연구하였다 용접시 발생하는 열에 의한 변형을 최소화하기 위하여. 저입열 CMT 용접을 하였으며 기본적인 용접조건 도출을 위해 여러 가지 용접변수 를 조합하여 실험 하였다 용접 변수로는 용접용. wire의 송급속도와 시험편의 갭에 변화를 두었다 갭의 변화에 따른 비드의 형상 및 횡단면을 고찰하여 최적 조건을. 찾았다 연구에 수행된 개선각 및 갭의 크기. , wire 송급속도 보호가스 혼합비율 및, 유량 등 은 강판제조사의 권장사항을 참조하였다.[5]

장에서는 장에서 도출한 용접조건의 적합성 판단을 위해 규정에 의

3 2 ISO 5817

거하여 용접부 결함 검사를 실시하였으며 용접부의 기계적 특성 평가를 위해 인장 강도 실험과 경도 실험을 진행하였고 금속학적 특성 평가를 위해 광학현미경으로 미세조직을 검사하였다.

장에서는 앞 장에서 도출한 용접공정을 적용하였고 실제 적용제품의 특성 고려

4 ,

용접 구간을 20 내로 한정시켜 진행하였으며 용접시 취약부분인 개시부와 종, 단부를 모두 용접구간에 포함시켰다 용접부의 완전한 용입을 위해 토치의 각도를. 로 변화시키며 용접을 진행하였고 종단부에 발생하는 크레이터를 제거하

75 ~ 90° ,

기 위해 final-current / 유지시간을 도출하였다 또한 용접부의 적합성 판단을 위. 해 인장강도 측정용 시편을 제품의 폭(20 와 동일하게 제작하였으며 인장강도) , 실험을 하고 파단부 특성을 살펴보았다.

장에서는 장에서 도출한 용접조건을 바탕으로 시제품을 제작 하였다 서로 다

5 3 .

른 3가지 용접 순서를 고안하였으며 용접 후 제품의 변형량을 측정 및 비교하여 효율적인 용접순서를 선택하였다 용접 후 열에 의한 변형을 최소화하기 위해. JIG

내 상온 냉각시간을 측정하여 용접순서별 최적의 cooling time을 도출하였다 또한. 용접 순서에 따른 생산 효율성과 최단 상온 냉각시간을 바탕으로 고객의 요구품질 을 만족하면서도 가장 경제적인 생산 방법을 도출하였다.

장에서는 를 이용한 초고장력강의 용접공정 개발 용접부의 기계적 및 금

6 CMT ,

속학적 특성 고찰 시제품 제작을 위한 용접 방법 개발 그리고 용접 후 열에 의한, 변형을 최소화 할 수 있는 용접순서 도출 및 상온 냉각시간 산출을 고찰하여 요약 및 결론 도출을 하였다.

에 개의 장으로 구성된 본 논문구성의 를 나타내었다

Fig. 1.3 6 Flow chart .

제 1 장 서 . 론

본 연구의 배경 및 목적 그리고 논문의 구성에 대하여 서술

○

제 2 장 . CMT 용접을 이용한 초고장력강의 용접조건 도출

사용재료

- : 6, 1,700 초고장력강

용접법 용접

- : CMT (Ar 80 , CO² 20)

용접자세 아래보기

- : 1G( )

이음부 형상 맞대기

- :

초고장력강의 CMT 용접공정 개발을 위한 wire 송급속도 전류( / 전압),

○

갭의 변화에 따른 용접부 특성 고찰 및 용접조건 도출

제 3 장 용접부 기계적 및 금속학적 특성 평가 .

규정에 의거하여 용접부 결함 검사 실시 ISO 5817

○

용접부의 기계적 특성 인장 경도 및 미세조직 광학현미경 고찰( , ) ( )

○

제 4 장 시제품 제작을 위한 용접방법 개발 .

용접부 길이

- : 20 개시 종단부 포함( / ) 토치각도

- : 75 ~ 90°

- GAP : 0 ~ 2

개선각 - : 40°

완전 용입 및 용접부 결함 크레이터 등 이 없는 용접방법 개발( )

○

제 5 장 시제품 제작 및 변형 최소화를 위한 용접순서 도출 .

가지 용접 순서를 적용 열에 의한 변형량 가중현상 고찰

3 ,

○

용접 순서별 변형 최소화를 위한 용접 후 상온냉각시간 산출

○

제 6 장 결 . 론

를 이용한 방탄도어씰 제작 용접공정 개발에 대하여 요약 및 결론 도출 CMT

○

Fig. 1.3 Flow chart

제 2 장 CMT 용접을 이용한 초고장력강의 용접조건 도출

실험 세부사항 2.1

실험 재료 및 장비 2.1.1

본 연구에서 사용한 재료는 SSAB 社의 방탄용 초고장력강인 ARMOX 500T 6.0 이다 용접열에 의한 변형량 최소화를 위해. Fronius社의 저입열 CMT(Cold Metal

용접기를 사용하였으며 용접부의 방탄성능을 유지하기 위해

Transfer) ∅1.2

고장력 와이어(AWS ER80S-G, 900급 를 사용하였다) .

완전한 용입을 위해 Fig. 2.1 과 같이 개선각을 각각 20°씩 총 40°를 두었으며, 시험편의 치수는 200(L) x 100(B) x 6(t)로 맞대기 용접을 하였다 보호가스는. Ar(80 ) + CO²(20 의 혼합가스를 사용하였으며 유량은) 15ℓmin 으로 고정하였 다. Table 2.1 에 시험편의 물성치를 나타내었다.

개선각 및 갭 Fig. 2.1

의 물성치 Table 2.1 ARMOX 500T

Material Hardness ( ) Y.S ( ) U.T.S ( ) EL. ( ) ARMOX

500T 480 ~ 540 1,250 1,470 ~ 1,750 8 ~ 10

1,700급 초고장력강 6.0의 용접시 열에 의한 변형을 최소화 하기 위해 CMT 용접을 수행하였으며 Fig. 2.2 와 같은 CMT 용접기를 사용하였다 또한 도출된 용. 접조건의 적용 오차를 최소화하기 위해 시제품 제작환경과 동일한 조건 동일한 로봇( 과 JIG 시스템 사용 에서 실험을 수행하였다) .

용접장비 용접기 현대중공업 로봇

Fig. 2.2 (CMT , )

용접공정은 과 같이 발생 후 를 기계적으로 제어하여 용

CMT Fig. 2.3 ARC wire

적 이행을 돕는 방식으로 작동한다. wire의 순간적 후진이 액적 분리를 지원하여 전류는 거의 0(zero)에서 즉 낮은 온도에서 금속이행이 이루어지고 용접의 표면, , 장력을 높여준다. 이로써 저 전류에서 안정적인 아크를 유지하여 입열량을 최소화 할 수 있을 뿐만 아니라 스패터가 거의 발생하지 않은 환경을 만들 수 있다.[6],[7]

의 작동 특성 Fig. 2.3 CMT

그리고 최적의 ARC 길이를 유지하기 위해 wire의 송급이 프로세스 컨트롤 시스 템과 연계되어있는데 이는 wire 송급속도에 따라 자동적으로 전류와 전압이 조절되 는 방식으로 구성되어 있다.[6]

또한 깊은 용입을 위해 Fig. 2.4 와 같이 CMT모드와 PULSE모드를 결함하여 사 용할 수 있기 때문에 비교적 두꺼운 판재인 해당 실험재료(ARMOX 500T, 6.0 의) 저입열 용접도 가능하다.

일반적인 모드 위 와 모드 아래

Fig. 2.4 CMT ( ) CMT + PULSE ( )

용접은 후진법으로 CMT + PULSE 모드를 사용하였으며 와이어는 ∅1.2 고 장력 와이어(900 를 사용하였다 보호가스는) . 8:2 비율의 Ar과 CO₂혼합가스 를 유량 15ℓmin로 이용하였으며 토치의 각도는 현대중공업 로봇을 이용하여

를 유지하였다

75° .

실험 방법 2.1.2

시험편의 치수는

1) 200() x 100() x 6()로 하였으며 개선각은 각각 20°

씩 총 40°로 선정하였으며 맞대기 용접을 수행하였다 간이, . JIG를 이용하여 시편을 고정하였으며 토치의 각도는 75°로 하였고 아래보기 자세로 용접을 하 였다.

2) wire 송급속도 전류( / 전압), 토치 이송속도 및 갭의 변화에 따른 실험을 실시 하였다 앞에서 언급하였듯이. CMT의 작동특성상 wire 송급속도에 따라 전압 / 전류가 설정되므로 조건 설정을 위한 변수로 wire 송급속도를 7.4 ~ 7.8

min 전류( 207 ~ 219 / 전압 25 ~ 25.5), 토치 이동속도는 로봇으로 제어하였으며 5 ~ 7sec 갭은, 0 ~ 2 개선각은, 40°, CTWD는 10 ~ 15로 정하였다 후진법으로 수행하였으며 보호가스 유량은. 15ℓmin으로

비율의 과 혼합가스를 사용하였다 는

8:2 Ar CO₂ . wire 900의 ∅1.2를 사용하였다.

용접 조건별 비드의 특성 및 용입량 확인 그리고 내부 결함의 유무를 파악하 3)

기 위해 단면검사를 시행 하였다.

4) 용접부의 비드 특성을 정의하기 위하여, ISO 5817에 의거하여 비드의 특성을 가지로 구분하였고 수준은 단계 양호 불량 매우 불량 로 용접부 품질을

6 , 3 ( , , )

평가하였다.

용접부의 기계적 특성을 평가하기 위해 인장 강도와 경도를 측정하였다 인장

5) .

시험의 cross-head 속도는 ASTM E8-04에 의거하여 2min 으로 설정하 였으며 경도 측정은 비커스 경도 시험기를 사용하였다.

용접부의 금속학적 시험을 위해 미세연마 후 에칭을 실시하고 광학현미경을 6)

이용해 미세조직을 관찰 하였다.

용접 조건 2.1.3

개선각의 경우 깊은 용입을 위하여 최대한 큰 값으로 결정하였으며 40°이상일 경 우 HAZ 발생영역이 커지고 용융물의 양이 많아져 용접조건을 찾는데 어려움이 있 다는 연구결과를 바탕으로 40°로 고정하였다.[8] 갭의 경우 넓을수록 깊은 용입이 가능하다는 장점은 있지만 갭이 용접 wire의 굵기( 1.2∅ ) 보다 클 경우 ARC생 성에 문제가 발생하기 때문에 0 ~ 2로 제한하였다.

송급속도 전류 전압 및 용접속도는 여러 가지 조건으로 실험하여 비드의

wire ( / )

외관 및 용입성을 평가하여 선정하였다 입열량이 증가할수록 높은 탑비드가 형성되. 었으며 부족하면 백비드가 형성되지 않거나 언더컷이 발생하였다, . wire 송급속도에 따른 입열량은 식( 2.1)에 의해 산출할 수 있으며 Table 2.2 에 wire 송급속도에 따 른 입열량을 나타내었다.

입열량  전류   × 전압   × 토치의이송속도 min 

 (식 2.1)

송급속도에 따른 입열량 Table 2.2 wire

용접모드 wire 송급속도 (min)

전류 ()

전압 ( )

용접속도 (min)

입열량 () CMT PULSE＋ 7.4 207 25.0 0.6 8.63 CMT PULSE＋ 7.5 210 25.1 0.6 8.79 CMT PULSE＋ 7.6 213 25.2 0.6 8.95 CMT PULSE＋ 7.7 216 25.4 0.6 9.14 CMT PULSE＋ 7.8 219 25.5 0.6 9.31

보호가스의 특성은 CO 100₂ 를 사용하는 경우 반발이행과 단락이행의 금속이행 모드를 가지며 이때 나타나는 불안정한 아크로 인해 스패터량이 많고 융착 및 용, , 락 등의 문제가 발생한다. Ar의 비율이 증가함에 따라 기공의 발생 정도는 저하하여 80 Ar + 20 CO₂에서 기공이 발생하지 않는다는 연구결과를 바탕으로 보호가 스는 Ar 과 CO₂의 양을 8 대 2로 하였으며 유량은, 15ℓmin 으로 하였다.[9]

또한 상대적으로 용입이 깊고 ARC가 안정적인 후진법을 사용하였으며 용접조건 도출을 위한 변수는 Table 2.3에 정리하였다.

용접조건 도출을 위한 용접변수 Table 2.3

Welding parameter Values

CMT + PULSE

Position 1G

Voltage( ) 25 ~ 25.5

Current( ) 207 ~ 219

Shielding Gas(ℓmin ) 15

Torch Angle(deg) 75

Welding Speed(sec) 5 ~ 7

Gap size() 0 ~ 2

Groove Angle(deg) 40

C.T.W.D() 10 ~ 15

제 3 장 용접부 기계적 및 금속학적 특성 평가

용접부 성능평가 및 미세조직 특성 3.1

비드 특성 평가 3.1.1

용접기의 wire 송급속도 전류( / 전압 와 갭의 크기에 따른 용접부의 비드 형상과) 횡단면을 고찰하고 조건별 비드의 특성을 Table 3.1 에 나타낸 6가지 관점으로, 수준은 3단계 양호 불량 매우 불량 로 평가하였다 접합조건으로( , , ) . wire 송급속도는 7.4 ~ 7.8min 전류( 207 ~ 219 전압, 25 ~ 25.5), 보호가스의 유량은 15 ℓmin 로 80 Ar + 20 CO₂를 사용하였고, C.T.W.D는 10~15, 후진법으 로 용접하였으며 용접 속도는 5~7sec 이다.

Table 3.1 ISO 5817 Quality levels for imperfections Imperfection

designation

Limits for imperfections for quality levels Moderate(D) Intermediate(C) Stringent(B) Undercut

Short imperfections:

h 0.2≤ 

Short imperfections:

h 0.1≤ 

Not permitted

Excess weld metal

h 1≤ +0.25b, but max. 10

h 1≤ +0.15b, but max. 7

h 1≤ +0.1b, but max. 5

Excess penetration

h 1≤ +0.6b but max. 5

h 1≤ +0.3b but max. 4

h 1≤ +0.1b but max. 3

Incorrect

weld toe α≥90° α≥110° α≥150°

Overlap h 0.2b≤ Not permitted Not permitted Linear

misalignment

h 0.25≤ , but max. 5

h 0.15≤ , but max. 4

h 0.1≤ , but max. 3

인장강도 실험 3.1.2

용접부의 인장강도 평가를 위해 Fig. 3.1 에 나타낸 풍산측정기 PS-UTM-10T 시험기를 사용하였다 허용하중은. 10,000이다.

인장 시험편은 KS규정(KS B 0801 13-A)에 의거, Transverse 방향으로 와이어 컷팅 방식을 이용하여 채취하였다 시험 속도는. ASTM E8-04에 의거 2min으 로 설정하였다. Fig. 3.2 는 인장시험 시편 형상을 나타내었으며, Table 3.2 에 시 험편 규격을 나타내었다.

model : PS-UTM-10T

○

Load capacity : 10,000

○ 

인장시험기 Fig. 3.1

인장시험 시편의 형상 Fig. 3.2

인장시험 시편의 규격

Table 3.2 (KS B 0801 13A)

Item W L P R T B SL

ARMOX 500T 20 80 120 25 6 35 350

W : Width

○

P : Length of reduced section

○

T : Thickness

○

SL : Over-all length

○

L : Gauge length

○

R : Radius of fillet

○

B : Width of grip section

○

경도 측정 3.1.3

경도는 물체의 변형에 대한 저항을 의미하며 소성변형에 대한 저항을 상대적으 로 측정하는 방법이다 용접부의 경도 측정은 용접부 모재 그리고. , HAZ의 조직특 성에 대하여 알아보는 시험이며, Fig. 3.3 에 나타낸 Akashi 社의 비커스 경도 시 험기(HM-112)를 사용하였다 경도 측정을 위해 용접부의 횡단면을 절단한 후 미. 세연마 하였다 에칭은. 1차 나이탈 부식액(4 으로) 40 ~ 50sec 동안 실시한 후 2 차로 증류수(100) + 메타중아황산나트륨(10 부식액으로) 3 ~ 5sec 동안 실시 하였으며 용접부와 열영향부 그리고 모재가 육안으로 구분이 될 수 있도록 하였, 다.[10]

경도 측정 조건은 Table 3.3 에 나타내었으며 용접부 상부표면으로부터 1.5

지점, 3.0지점, 4.5지점에서 횡방향으로 0.5 간격으로 측정하였고 하중 은 0.2 유지시간은, 10sec를 주었다.[10]

비커스 경도계 Fig. 3.3

경도시험 조건 Table 3.3

Parameters Values

Type Micro vickers hardness tester

Load 0.2

Loading time 10sec

Test position Below 1.5, 3.0, 4.5

from the surface

미세조직 관찰 및 분석 3.1.4

미세조직 특성 고찰은 용접부 횡단면의 미세연마 및 에칭 후에 실시하였다 용접. 부는 용접방향의 수직으로 절단하였으며 미세한 연마를 위해 사포는 #400, #800,

순차적으로 연마 후

#1,200, #1,500, #2,000, #4,000 Diamond paste 9, 3

, 1를 이용하여 미세연마 하였다.

에칭은 1차 나이탈 부식액(4 으로) 40 ~ 50sec 동안 실시한 후 2차로 증류수 (100) + 메타중아황산나트륨(10 부식액으로) 3 ~ 5sec 동안 실시하였으며 광, 학현미경 200배에서 미세 조직을 관찰 및 분석하였다.[10]

결과 및 고찰 3.2

3.2.1

용접공정의 최적조건을 찾기 위해 용접기의 공급 속도

CMT wire 7.5 ~ 7.7

min 의 범위에서 갭의 크기 0 ~ 2에 따른 비드특성을 살펴보았다.

는 각각의 용접조건에서 용접부 단면검사를 수행한 결과이다

Table 3.4 .

공급 속도 및 갭에 따른 용접부 단면 Table 3.4 wire

갭(Gap) wire 공급 속도

7.5min 7.6min 7.7min

0

1

2

갭 0 조건에서 wire 공급 속도의 증가에 따라 탑비드의 높이는 높아지고 백

비드의 높이는 낮아지는 경향이 있었으며 wire 공급 속도가 7.6min일 때 탑 비드 높이가 1.005로 가장 적당하였다.

갭 1 조건에서는 0 조건에 비하여 용착금속의 양이 많아졌으며 wire 공 급 속도에 상관없이 백비드의 높이는 1 내외로 적당하였고 탑비드의 높이가, 0.6이하로 다소 낮았지만 언더비드 현상은 나타나지 않았다.

갭 2 조건에서는 모든 조건에서 완전한 용입이 이루어졌지만 언더비드 현상, 이 발생하였다.

에서와 같이 방탄도어씰 제품의 장착부 특성상 인근 부재와 간격이 매 Fig. 1.2

우 좁기 때문에 탑비드 / 백비드가 1.5를 초과할 경우 간섭 발생에 의한 조립 불가 및 이음문제가 예상된다 따라서 완전한 용입 조건에서 비드 높이를 만족하는. 갭 1 그리고 wire 송급속도 7.6min 가 가장 알맞은 조건이다.

는 가장 알맞은 조건의 용접부 비드형상과 횡단면부 용입특성 등을 Table 3.5

에 준하여 검사 한 결과이다

ISO 5817 .

Table 3.5 ISO 5817 Quality levels for imperfections

Cross section Continuous undercut

Excess weld metal

Excessive penetration None h=0.599

b=10.153

h=0.284

b=1.516

[B] [B] [B]

Incorrect

weld toe Overlap Linear misalignment 167.224° None h=0.02

[B] [B] [B]

용접부에 대한 비드특성을 6가지 관점에서 평가한 결과 언더컷은 발생하지 않았, 으며 비드의 높이는 0.599 백비드는, 0.284로 방탄도어씰 제작에 있어 인 근부재와의 간섭이 없을 만큼 충분히 낮은 값을 보이는 등 모든 항목에서 1단계에 해당되는 양호 수준의 건전한 용접부 임을 확인할 수 있었다“ ” .

3.2.2

인장강도를 측정한 시편은 맞대기 용접으로 제작된 시편이며 CMT 용접공정의

모드를 사용하였고 공급속도

CMT + PULSE , wire 7.6min으로 제작하였다 갭은. 1 개선각은, 40°을 두었다.

모재(ARMOX 500T)의 항복강도가 1,250이고 인장강도는 1,470~1,750

이며 용접용 wire의 인장강도가 900급 이기 때문에 용접부의 파단이 예상되었 으며, wire 인장강도의 80 이하 800 정도에서 파단이 예상되었다.

동일한 환경으로 2개의 시편을 제작하여 2회 실험한 결과, Fig.3.4 와 같이 모두 용접부에서 파단이 발생하였으며 Fig.3.5 와 같이 strain 증가에 따라 stress가 선형 적으로 증가하다 항복강도를 지나면서 곧바로 인장강도에 도달 파단이 발생되었, 다 시편.( #1 인장강도 : 818.13 시편, #2 인장강도 : 791.90, Table 3.6) 이는 모재와 용접재 모두 연신율이 10 미만으로 매우 낮음에서 비롯된 현상으로 보이며 용접부 파단의 특성으로 판단된다.[5]

인장강도 테스트 파단부 형상 Fig. 3.4

Fig. 3.5 ARMOX 500T(6.0) Stress-Strain Curve

의 인장강도 값 Table 3.6 ARMOX 500T

구분 #1 #2

인장강도 () 818.13 791.90

strain () 8.03 7.88

파단부위 weld metal weld metal

3.2.3

용접부의 경도분포는 Fig. 3.6 과 같이 시편의 상부표면으로부터 1.5, 3.0, 4.5 위치에서 용접부 단면의 횡방향으로 0.5 간격으로 측정하였다.

경도분포는 용접부에서 최저값(272.8 이 나타났으며 모재는 원재료의 물성치) , 와 비슷한 510 정도의 값을 보였다 이는 열처리 된 초고장력 강판인. ARMOX 미세립강 의 조직 특성으로 보이며 용접재의 조직이 상대적으로 치밀하지 못 500T( )

함을 보여준다 또한 열영향부는 약. 400 의 경도값을 나타내었는데 이는 용접시 가해지는 열에 의해 조직이 조대화 되었음을 나타낸다.

의 단면 형상과 같이 상부표면으로부터 하부로 갈수록 용접부의 형상은 Fig. 3.6

모재의 개선각 형태와 유사하게 나타나고 있지만 열영향부의 폭은 점점 넓어지고 있음을 알 수 있다.

1.5 3.0 4.5

W.M HAZ

HAZ B.M

B.M

용접부 단면의 경도 분포 Fig. 3.6

3.2.4

광학현미경을 이용, 모재(Base metal)와 용접금속(Weld metal) 및 열영향부 의 미세조직을 관찰한 결과이다

(HAZ) .

모재는 열처리 된 초고장력 강판인 ARMOX 500T라는 방탄재질로써 미세립강 이다 방탄성능을 요구하는 강판이므로 결정립이 매우 미세하 (fine grained steel) .

며 500 이상의 경도값을 갖는다 광학현미경으로 관찰한 결과 기 보고된 연구. , 자료와 같이 Base Metal은 Fig. 3.7( )좌 와 같이 미세 페라이트 결정립으로 매우 균일하고 조밀한 조직으로 구성되어 있었다. HAZ는 Fig. 3.7(우 에 나타난바와 같) 이 용접열에 의해 결정립 조대화가 일어났으며 미세립강 열영향부 조직의 특징인, 베이나이트 조직이 형성되어 있었다.

열영향부에서 온도가 AC1을 초과하면 페라이트 입경이 급격히 상승하고 더불어 경도가 저하하는 현상이 있는데 이는 앞 절의 경도분포 곡선과 일치함을 확인할 수 있었다.[11]

B.M HAZ

W.M

좌 우

Fig. 3.7 Base Metal( ), HAZ + Weld Metal( )

제 4 장 시제품 제작을 위한 용접방법 개발

실험 세부사항 4.1

실험의 구성 4.1.1

앞 장의 실험결과 도출된 용접조건(Table 4.1)을 바탕으로 실제 적용제품의 특성 을 고려 용접 구간을, 20로 한정하였다 또한 용접 시 취약 부분인 개시부와. 종단부를 용접구간에 포함시켰다 방탄용 초고장력강인. ARMOX 500T 6.0의 용접 부 전체에 완전한 용입을 얻기 위해 시작부의 Starting current를 105 ~ 115 로 조정하며 실험하였고 용접 종단부에 발생하는 크레이터 제거를 위해 Final current 는 5 로 유지시간은, 1.5 ~ 2.5sec로 변화시키며 실험하였다.

도출된 용접조건 Table 4.1

용접모드 wire 송급속도 (min)

전류 ( )

전압 ( )

용접속도 (sec)

입열량 () CMT ＋ PULSE 7.6 213 25.2 0.6 8.95

에 나타낸 바와 같이 개선각은 갭은

Fig. 4.1 40°, 1로 하였으며 시험편의,

치수는 인장시험 시편과 동일한  (20),  (6 로 하였다 이는 시제품의 맞) . 대기 용접부 너비 및 두께와 동일한 값이다 용접부의 적합성 판단을 위해 인장강. 도 실험과 개시부 중앙부 그리고 종단부의 단면분석을 실시하였으며, Fig. 4.2 와 같이 시편을 제작 후 CMT 용접을 하는 방식으로 샘플을 제작하였다 보호가스는. Ar 80 , CO² 20 의 혼합가스를 사용하였으며 유량은 15ℓmin으로 고정하였다.

개선각 및 갭 Fig. 4.1

시편의 형상 위 개선각 아래 Fig. 4.2 ( ), ( )

용접은 CMT + PULSE 모드를 사용하여 후진법으로 진행하였으며 깊은 용입을 위해 토치각도는 75 ~ 90°를 유지하였다.

실험 방법 4.1.2

시험편의 치수는 시제품의 용접구간 너비와 같으며

1)  (20),  (6 로)

인장강도 측정용 시편과 동일한 형상으로 제작하였다 개선각은 각. 20°씩 총 를 두었으며 갭은

40° , 1로 맞대기 용접을 수행하였다 간이. JIG를 이용하 여 시편을 고정하였으며 토치의 각도는 75°로 시작하여 그대로 유지하는 방법 과 75°로 시작하여 90°로 종료하는 방법을 비교하였다.

앞 장에서 도출한 용접조건을 기반으로 송급속도 전류 전압 와 용접

2) wire ( / )

속도를 선정하였으며 용접부의 너비, 20 이내에 개시부와 종단부를 모두 포함하는 용접 방법을 도출하기 위하여 여러 가지 방법으로 용접을 시도해 보 았다.

용접부 전체에서 완전한 용입을 얻기 위해 시작부에서는 를

3) starting current

조정하며 실험하였고 범위는 105 ~ 115 로 제한하였다 또한 종단부에 발. 생하는 크레이터를 제거하기 위한 final-current 유지시간을 찾기 위해 1.5초 부터 0.5초씩 늘려가며 실험하였다.

용접부의 결함을 확인하기 위해 용접부의 외관검사를 실시하였고 완전한 용

4) ,

입 유무를 판단하기 위해 개시부로부터 5, 10 , 15 떨어져 있는 부 분의 단면검사를 시행 하였다.

용접부의 기계적 특성을 평가하기 위해 인장 강도를 측정하였으며 인장 시험

5) ,

의 cross-head 속도는 ASTM E8-04에 의거 2min으로 설정하였다.

결과 및 고찰 4.2

용접방법 개발 4.2.1

은 과잉에 따른 용접 개시부의 백비드 과다 현상

Fig. 4.3 ARC starting current

을 촬영한 사진이다. 건전한 용접부 획득을 위해 개시부의 starting current를

와 같이 의

Table 4.2 main current 115 로부터 5씩 감소시키며 관찰하였다.

높은 에 의한 백비드 과다 현상

Fig. 4.3 Arc starting current

백비드 과다현상 방지를 위한

Table 4.2 starting current 유지

시간

전류( of main current)

115 110 105

초 0.1

와 같이 용접 종단부에 발생하는 크레이터를 제거하기 위해

Fig. 4.4 10 의 약한

전류로 용융물을 채워 넣는 방식을 사용하였으며, main current가 약 200 이므 로 Final current는 mian current의 5 로 설정하였다. Table 4.3 은 final current 의 유지시간을 1.5초부터 0.5초씩 늘려가며 실험한 결과이며 2.5초를 유지할 때 크레이터 제거효과가 가장 우수했다 또한 크레이터 제거 시 용융지의 흐름현상을. 방지하기 위해 용접 종료 전 토치를 중앙부 방향으로 5 이동시켰으며 용접부와 의 거리(C.T.W.D)는 15로 그리고 토치의 각도는 90°로 유지하였다.

용접 종단부에 발생하는 크레이터 Fig. 4.4

크레이터 제거를 위한 유지시간

Table 4.3 final current

전류 유 지 시 간

초

1.5 2.0초 2.5초

5

of main- current

실험 결과 개선각은 40°, 갭은 1로 결정하였으며 앞장에서 도출된 용접조건 을 기반으로 크레이터 제거를 위해 와 같이 두가지 용접방법

(Table 4.1) Table 4.4

을 개발하였다.

구분 용접방법Ⅰ 용접방법Ⅱ 비고

차 1 용접

starting

current 105 of main current

(0.1sec) 105 of main current

(0.1sec) CMT + PULSE

모드 main

current

213

(25.2)

213

(25.2 ) final

current - 5 of main current (2.5sec)

차 2 용접

starting current

120 of main current (0.1sec)

- CMT

모드 main

current 120

(14.9) final

current 40 of main current (1.0sec)

크레이터 제거를 위한 가지 용접방법

Table 4.4 2

용접방법 은 깊은 용입을 위해Ⅰ 1차 용접은 CMT + PULSE 모드를 사용하였으 며 초기 Arc 발생을 위해 starting current는 main current의 105로 0.1초 동안 유지하였다 용접 진행시 토치의 각도는. 75°로 역방향 진행을 하였다 용접진행 후. 발생된 크레이터를 채우기 위해 final-current를 추가하지 않고 7초간 cooling time 을 준 다음 CMT모드를 활용, 2차 용접으로 저전류(120) 용접을 실시하였다. 을 추가한 이유는 용융지가 가열된 상태로 차 용접 진행시 용융물이

cooling time 2

판재 하단부로 흘러내리는 현상이 발생되었기 때문이다. 2차 용접은 1차 용접 진 행 방향과 반대 방향으로 진행하였으며 starting current는 원활한 Arc 형성을 위하 여 main current의 120, 0.1초를 두었으며, 2차 용접시 발생되는 크레이터 제거 를 위해 main current의 40 로 초간1 final current를 두었다.

용접방법 의 장점은 크래이터 제거가 확실하고 탑비드의 높이가 적당하며(1Ⅰ 

이하 및 백비드를 형성하는데 적합하다는 점이다 하지만) . 2차에 걸친 용접이 필요 하므로 불순물 혼입이 일어날 가능성이 있으며 용접시간이 길고, cooling time이 필요하기 때문에 생산성면에서 단점이 있다.

용접방법 는 방법Ⅱ Ⅰ과 동일한 방식으로 1차 용접을 진행하지만, Fig. 4.5 와 같 이 용접 진행시 토치의 각도를 75°에서 90°로 변환시키며 용접하였다 이는 용접. 종단부에 발생하는 크레이터의 발생 영역을 좁히고 final-current를 가해 용융물을 채워 넣기 위함이다. 1차 용접 완료시 final current는 main current의 5 전류로

초간 유지하였다

2.5 .

용접방법 의 토치 각도 변화 Fig. 4.5 Ⅱ

용접방법 의 장점은 상대적으로 용접시간이 짧아 생산성면에서 뛰어나고 불순물Ⅱ 혼입이 일어날 가능성이 줄어들어 건전한 용접부를 얻는데 좋은 조건이라는 점이 다 하지만 크레이터를 제거하는 중에 과도한 백비드가 발생될 우려가 있다. .

적당한 탑비드의 높이(1이하 와 백비드 높이) (1이하 를 형성하기 위한 용) 접진행속도 선정을 위해 Table 4.5 와 같이 5sec로부터 1sec씩 늘려가며 실험을 하였고 그 결과, 6sec가 가장 적합하였다 보다 빠르면 완전 용입이. 되지 않았고 보다 느리면 용융물이 하단부로 새어나오는 현상이 발생되었다, .

구분 용 접 진 행 속 도

5sec 6sec 7sec

백비드 형상

용접 진행속도에 따른 백비드 형상 Table 4.5

은 두 가지 방식으로 제작된 시편의 모습이다 용접방법 의 비드는

Fig. 4.6 . Ⅰ 2

회 적층된 모습이 그대로 드러나 있고 용접방법 에서는 저전류의, Ⅱ final current를 이용하여 크레이터 제거 시 비드 위에 형성되는 특유의 원형모양이 나타났다.

용접방법 로 제작된 시편 위 용접방법 로 제작된 시편 아래

Fig. 4.6 Ⅰ ( ), Ⅱ ( )

4.2.2

20라는 짧은 구간에서 전 구간 완전한 용입을 위해 두 가지 용접방법을 개 발하였으며 구간별 용입량 및 비드의 형상을 관찰하기 위해 Fig. 4.7과 같이 개시 부 중앙부 종단부로 구분하여 단면분석을 하였다, , .

비드의 단면 검사 부위 Fig. 4.7

은 용접방법 로 제작된 시편의 단면 분석 결과이다 전구간에서 완전

Table 4.6 Ⅰ .

한 용입이 이루어졌으며 개시부에는 백비드의 높이가, 0.9로 가장 높았고 종단 부에서는 탑비드의 높이가 1.2로 가장 높았다 또한 크레이터 제거를 위해 회. 2 적층용접을 실행하였기 때문에 경계면이 형성되어 있음을 관찰할 수 있었다.

구분 단면의 위치

개시부 중앙부 종단부

단면 사진

용접방법 로 제작된 시편의 단면 Table 4.6 Ⅰ

은 용접방법 로 제작된 시편의 단면 분석 결과이다 전구간에서 완전

Table 4.7 Ⅱ .

한 용입이 이루어졌으며 개시부에서 백비드의 높이가, 0.811로 가장 크게 형성 되었고 중앙부와 종단부에서 비드의 높이가 0.599, 1.005 로 형성되었다.

크레이터 제거를 위해 용접 종료 시점에 final current를 사용하였기 때문에 경계면 은 발생하지 않았음을 알 수 있다.

구분 단면의 위치

개시부 중앙부 종단부

단면 사진

방법 방식으로 제작된 시편의 단면 Table 4.7 Ⅱ

인장강도 특성 4.2.3

인장강도를 측정한 시편은 용접방법 의 방식으로 제작하였으며 총Ⅱ 2개의 시편 을 제작하여 실험하였다.

은 인장강도 테스트 파단부 사진이며 장의 인상실험 결과와 유사하게

Fig. 4.8 , 3

용접부 파단이 발생하였다 하지만 파단 된 형태를 보고 발생 위치를 유추해보면. 용접 개시부와 종단부 백비드 부분의 Base Metal과 Weld Metal 사이, HAZ에서 발생한 것으로 보이며 이는 개시부와 종단부가 상대적으로 취약함을 의미한다.

또한 장의 실험 결과와 유사하게 선형적으로 증 Stress-Strain Curve(Fig. 4.9) 3

가하다 항복강도를 지나면서 곧바로 인장강도에 도달 파단이 발생되었다 시편, .( #1 인장강도 : 683.32 시편, #2 인장강도 : 705.18, Table 4.8) 이는 3장에 서 실험한 결과와 매우 유사하며 용접부 파단의 특성으로 판단된다.

인장강도 테스트 파단부 형상 Fig. 4.8

용접방법 시편의

Fig. 4.9 Ⅱ Stress-Strain Curve

구분 #1 #2

인장강도 () 683.32 705.18

strain () 6.42 6.58

파단부위 weld metal weld metal

용접방법 시편의 인장강도 값 Table 4.8 Ⅱ

제 5 장 시제품 제작 및 변형 최소화를 위한 용접순서 도출

실험 세부사항 5.1

실험의 구성 5.1.1

장에서 개발한 용접방법 를 적용하여 방탄도어씰 시제품 제작 계획을 수립하

4 Ⅱ

였으며, Fig. 5.1 과 같은 용접장비와 JIG 시스템을 이용 동일한 환경에서 용접, 순서만을 변수로 하여 변형량이 최소화 되는 용접순서를 도출하였다.

도어씰 제작을 위한 용접장비 및 시스템

Fig. 5.1 JIG

와 같이 가지 방식을 적용 하였으며 시계방향 순차적 용접 방법은

Fig. 5.2 3 , Ⅰ.

특별한 순서를 고려하지 않고 시계방향으로 용접을 하는 방식이고, Ⅱ.지그재그 용 접 방법은 용접시 발생하는 열에 의한 변형을 최소화 하기위한 방법으로써 열의 중첩이 거의 없는 위치를 순차적으로 용접을 하는 방식이며 Ⅲ.그룹별 용접 방법은 앞의 두 가지 방식을 혼합한 방식으로 용접부의 열전달이 최소화 되는 위치 중 가 장 가까운 곳을 선정하여 한번에 3군데 씩 그룹으로 용접 후 열의 영향이 거의 없 는 반대쪽 부위로 이동하는 방식이다.

시계방향 순차적 용접 .

Ⅰ Ⅱ. 지그재그 용접 Ⅲ. 그룹별 용접

가지 용접순서 모식도 Fig. 5.2 3

또한 변형량 최소를 위해 용접완료 후 JIG 시스템 내부에서 상온냉각을 실시하 고 있는데[12], 3가지 용접순서 각각 0분에서 25분까지 5분 단위로 취출 후 변형 량을 측정하여 품질기준 종합점수( 95점 이상 을 만족하는 상온냉각 최단시간을 도) 출 하였다.

측정방법 5.1.2

은 방탄도어씰의 품질 측정을 위한 검사구 이

Fig. 5.3 I/F(Inspection Fixture)

다 이 검사구를 이용하여 면. (flush) 및 갭(gap)의 측정 포인트를 각각 88개씩 총, 개를 선정하였다

176 .

방탄 도어씰

Fig. 5.3 I/F(Inspection Fixture)

좌 는 다이얼 게이지를 이용하여 면 을 측정하는 사진이며 허용오

Fig. 5.4( ) (flush)

차는 ±0.7이다. Fig. 5.4(우 는 갭 측정용 도구 일명 갭 자 를 이용하여 갭) ( ) 을 측정하는 사진이며 허용오차는

(gap) ±1.0이다.

면 측정용 다이얼 게이지 좌 갭 측정용 도구 우

Fig. 5.4 ( ), ( )

검사결과는 면(flush) 및 갭(gap) 각각 88개씩 포인트를 합산 총, 176포인트를 측정하여 검사 성적서(Fig. 5.5)를 작성하고 100점으로 환산한다.

검사 성적서 양식 Fig. 5.5

결과 및 분석 5.2

방탄도어씰 제작을 위해 용접길이 20, 34개소 용접부의 맞대기 용접을 실시 하였다. Table 5.1 에는 용접순서에 따른 검사점수 및 생산시간을 종합하였으며 이 는 JIG 시스템 내부에서 상온냉각을 하지 않은 상태의 측정값 이다.

구분

검사구 측정 결과 회 평균값(3 ) 시계방향 순차적 용접

.

Ⅰ Ⅱ.지그재그 용접 Ⅲ.그룹화 용접

검사점수 86점 93점 90점

생산시간 5분 45초 10분 10초 6분 26초 용접순서에 따른 검사점수 및 생산시간

Table 5.1

시계방향 순차적 용접 방법은 생산시간이 분 초로 가장 짧았지만 냉각 시

. 5 45

Ⅰ

간 없이 바로 취출 할 경우 종합점수 86점으로 가장 낮은 값을 보였다. Ⅱ.지그재 그 용접 방법은 검사점수가 가장 좋았지만 용접을 위한 이동시간이 많이 소요되므 로 생산시간이 가장 오래 걸렸다. Ⅲ.그룹별 용접 방법은 검사점수 및 생산시간에 서 모두 중간 값을 보였다.

용접 완료 후 상온냉각을 하지 않고 취출 하였을 때 변형이 가장 많이 일어난 부위는 Fig. 5.6 에 표시하였으며 검사성적서 상 8 ~ 15번 구간과 29 ~ 34번 구 간이었다 이는 열에 의한 용접 변형이 발생한 것으로써 방탄도어씰의 폭이 커졌음. 을 의미한다.

용접 시 제품을 JIG 시스템으로 고정을 하고 있지만 용접 열에 의한 변형의 중 첩이 클 수 록 잔류응력이 점 점 커지게 되며 용접 완료 후, JIG 시스템에 의한 고 정이 풀리면서 잔류응력 중 일부가 제품의 변형으로 전환된 결과로 보인다 따라서. 시계방향 순차적 용접 방법이 용접열에 의한 변형의 중첩이 가장 크다는 걸 알 .

Ⅰ

수 있으며 Ⅱ.지그재그 용접 방법이 가장 작음을 알 수 있다.

방탄도어씰 부위별 검사 성적 Fig. 5.6

에는 변형량 최소를 위한 용접완료 후 시스템 내부 상온냉각 시

Table 5.2 JIG

간에 따른 검사점수를 나타내었다. 3가지 용접순서 각각 0분에서 25분까지 5분 단 위로 취출 후 측정하여 Fig. 5.6 과 같은 그래프를 얻을 수 있었다 변형량 최소를. 위한 상온냉각 최단시간을 도출한 결과 Ⅰ.시계방향 순차적 용접 방법은 시간이 흘 러도 목표점수(95 )점 을 만족시키지 못하였으며 다른 두 가지 방법은 상온냉각 시, 간 10분 이내에 모두 95점을 초과하였다.

따라서 목표점수가 95점인 경우 Ⅲ.그룹화 용접 방법이 Ⅱ.지그재그 용접 방법에 비해 생산시간을 약 3분 단축할 수 있으며 상온 냉각 시간은, 10분 이내로 동일하 기 때문에 3가지 용접순서 중 가장 효율적이라 할 수 있다.

시간 분 ( )

검사구 측정 결과 회 평균값(3 ) 시계방향 순차적 용접

.

Ⅰ Ⅱ.지그재그 용접 Ⅲ.그룹화 용접

0 86점 92점 89점

5 86점 94점 93점

10 89점 97점 96점

15 91점 98점 96점

20 93점 98점 97점

25 93점 98점 97점

용접순서에 따른 상온냉각 시간과 검사점수 Table 5.2

내 상온냉각 시간별 검사점수 Fig. 5.7 JIG

제 6 장 결 론

본 연구에서는 용접변형을 최소화한 군수용 방탄도어씰 제작을 위해 CMT용접을 이용, 1,700급 초고장력강판인 ARMOX 500T(6.0 의 맞대기 용접조건을 도출) 하였으며 검증을 위해 용접부 특성평가를 진행하였다.

모드를 활용하였으며 송급속도

1) CMT + PULSE wire 7.6min, 토치각도

보호가스

75°, (Ar 80 + CO² 20 유량은) 15min 용접속도는, 6sec, 개선각은 40°, 갭은 1일 때 가장 우수한 용접부 특성을 보였다.

2) 용접부 특성 검사로 비드특성은 ISO 5817 6가지 관점에서 모두 양호 수준‘ ’ 으로 평가 되었으며 인장강도 시험은 모재의 인장강도가 1,700로 매우 높 기 때문에 예상했던 바와 같이 용접부에서 파단이 일어났다 경도 실험 결과. 미세립강인 모재의 특성상 500HV이상의 경도값을 보였으며 상대적으로 용접부 의 경도는 272HV로 낮았고 열영향부는 열에 의한 조대화 현상이 나타났다.

도출된 용접조건을 바탕으로 실제 제작 조건인 20의 짧은 구간에서의 용접 을 위한 2가지 용접방법을 개발하였으며 용접부 특성평가를 진행하였다.

용접 개시부의 과도한 백비드 발생을 방지하고자 를 선

1) ARC starting current

정하였으며 용접 종단부의 크레이터 제거를 위해 final current와 유지시간을 선정하여 도입하는 방법과 1차 용접 완료 후 7초 동안 cooling time 적용 후 적층용접 하는 방법을 비교분석한 결과 starting current의 세기와 시간, final

의 세기와 시간을 선정할 수 있었다

current .

단면검사를 통한 개시부 중앙부 종단부의 용접부 특성 평가를 실시한 결과

2) , ,

전 구간에서 완전한 용입을 보였으며 적층용접의 경우 용접경계면을 확인 할 수 있었다 인장강도시험을 진행하여 파단부 특성을 살펴보았으며 개시부 및.

종단부에 취약점이 있음을 확인할 수 있었다.

개발된 용접방법 중 final current를 사용, 1회 용접으로 완료되는 방법을 선택하 였으며 3가지 용접순서를 선정하여 시제품을 제작하였다 용접순서에 따른 제품의. 변형량을 방탄도어씰 전용 검사구를 이용해 측정하였고 100점으로 환산하여 평가 하였으며 변형 최소화를 위한 JIG 시스템 내 최단 상온냉각 시간을 산출하였다.

용접순서는 가장 빠르지만 용접열의 중첩이 불가피한 방법과 가장 느리지만 1)

열의 중첩이 거의 없는 방법 그리고 두가지 방법을 혼합한 방법, 3가지로 선 정하였으며 제작 후 검사구에서 다이얼 게이지와 갭자를 이용 허용오차를 감, 안하여 평가 후 검사 성적서 작성을 하였다.

검사결과 열에 의한 변형의 중첩이 클수록 제품의 폭이 커지는 현상이 나타 2)

났으며 그룹화 용접방법으로 5분 이상 상온냉각 시 가장 경제적이며 우수한 품질의 제품을 생산할 수 있음을 알 수 있었다.

Reference

[1] Y.J Cho : Innovative Welding and Joining Processes to Improve Quality and Productivity of Automotive Body Manufacturing, Journal of KSAE, 2008, pp848-854

[2] H.S Song : Characterization of Cold Metal Transfer Welding Coated Steel, J. Korean Soc. Precis., Vol.32 No. 10, 2015, pp891-896

[3] D.R Lee : Deformation and Residual Stress Analysis of Automotive Frame Following as Welding Sequency Variation, Journal of KSAE, 2003, pp848-854

[4] J.W Park : Prevention and Correction of Welding Deformation, Journal of Korean Welding Society, 2005, pp12-16

기술자료

[5] SSAB社 ARMOX (http://www.ssab.com/products/brands/armox/armox-500t)

[6] Y.S Kim : A Review of Welding Current Waveform Control and Mechanical Control Technique for Reduction of Spatter in Short Circuit Transfer, Journal of KWJS, Vol. 25, No. 5, 2007, pp12-16

[7] Y.N Ahn : Weldability and dissimilar metal joining characteristics of 5052 alloy by using CMT welding, Journal of KWJS, 2010, pp12-16

[8] H.S Bang : A Study on The Characteristics of Heat Distribution of Welded Joint on The Steel Structure with Thick Plate, Journal of KWS, 1995, Vol.13, No1, pp570-576

[9] J.S Seo : Effects of Porosity Formation on Shielding Gas and Welding Conditions for HSLA Steel Welding, Journal of KWJS, 2012, Vol.30, No4, pp300-303

[10] S.Y Beck : Effects of Welding Parameters on the Weldment in FCA Welding of Cryogenic Hi Mn Steel, 2015.

[11] W.S Lee : New Developed Welding Process and Its Application to 분석리포트

Ultra-Fine Grained Steel, ReSEAT , 2005.

용접 접합 편람 역학 시공 및 검사 제 장 용접변형 절 용접변형의

[12] ․ Ⅱ , : 4 4.4

방지 및 교정 대한용접 접합학회, ․ , 2008.