서 론

육상 및 근해에서의 신규유전 확보가 어려워지고, 석유 가격 상승에 다른 심해저 유전 개발이 확대됨에 따라 부 유식원유생산저장하역설비(Floating Product-ion Storage & Offloading, FPSO) 시장이 급속히 성장하고 있다[1]. FPSO는 해저에서 에너지 자원을 탐사하고 시추하는 해양 플랜트선 으로써 거의 모든 부분이 배관으로 이루어져 있 으며, FPSO 1대에 약 7만개 이상의 파이프가 사용되고 있 다. 조선 해양 분야 에서 사용되는 파이프의 소재는 강, 알 루미늄, 동 등이 있다. 특히 해양플랜트 분야에서는 Cu-Ni 합금이 해수에 의한 충돌 부식과 탈 아연 부식이 일어나 지 않으며 열전도성이 좋고, 저온 취성이 없기 때문에 주 로 사용되고 있다[2]. 초기에는 Cu 70%-Ni 30%합금이 사 용되었으나[3], 최근에는 내식성과 강도, 경제성이 우수한 Cu 90%-Ni 10%의 합금이 사용되고 있다.

Cu-Ni 합금 용접에는 ER Cu-Ni filler wire를 이용한 GTAW 방법이 주로 사용되고 있다[4]. GTAW 적용 시, 용 접부와 HAZ에서 균열이 발생하는 것이 가장 큰 문제이다. 선행연구에서는 용접부와 HAZ에서 발생하는 균열의 종류 를 용접부 내의 응고균열 (solidification cracking), HAZ 내 의 액화균열 (liquation cracking) 그리고 다층용접 시 패스 간 용접 전 HAZ내에서 발생하는 연성저하균열(ductilitydip cracking) 3 가지로 보고하고 있다[5].

상기 3가지 균열이 발생하는 원인은 모재에 포함된 불 순물 원소와 용접 중 발생하는 잔류응력 때문이라고 보고 되고 있다. 따라서 크랙 발생을 억제하기 위하여 용접 시 불순물을 제거할 수 있는 청정용접 및 저입열 조건에서 용접이 가능한 용접프로세스가 필요하다[6].

한편 마찰교반용접은 비소모식 회전 툴을 피 용접재에 삽입한 후 툴과 피 용접재 사이에서 발생하는 마찰열에 의하여 연화된 재료가 프로브에 의하여 강제로 교반되어 용접이 되는 용접방법이다[7]. 이 때 용접부 온도는 피 용 접재의 융점 이하 온도에서 고상 상태로 용접이 진행되기 때문에 기존 용융용접에서 발생하는 기공, 균열과 같은 응 고 결함 발생을 방지할 수 있는 장점이 있다[8]. Cu-Ni 합 금에 일반적으로 적용하고 있는 GTAW를 적용한 경우와 다른 용융용접을 하여 비교한 논문은 있으나[3], 고상용접 인 마찰교반용접을 적용하여 비교한 연구는 한 편이 보고 되었다. Lee 등은 Ni 코팅된 Cu-Ni 합금과 탄소강의 겹치 기 이음부에 마찰교반용접을 열원으로 사용하여 계면에 존재하는 Ni 원자의 확산을 유도하여 확산접합이 가능하 다고 보고하였다[9]. 그러나 Lee의 연구는 마찰열을 열원 으로 이용하여 확산접합을 한 연구이고, 재료의 소성유동 에 의하여 용접이 된 것이 아니기 때문에 마찰교반용접의 원리와는 전혀 다르다[10]. 따라서 Cu-Ni 합금에 마찰교반 용접이 적용된 연구는 전무하다.

본 연구에서는 Cu-Ni 합금의 맞대기 이음부에 GTAW와 FSW을 각각 적용하여 각각 용접부의 미세조직과 경도분 포를 비교하고 차이가 나는 이유를 고찰 하고자 한다.

실험장치 및 방법

본 연구에 사용된 재료는 두께 10 mm의 90Cu-10Ni 합 금(Cu:Ni = 90:10 wt%; UNS C70600) 판재로, 합금조성 및 기계적 특성을 표 1에 나타내었다. 두 합금 판재는 맞 대기 이음부로 gas-tungsten arc welding(GTAW)와 friction stir welding(FSW) 프로세스를 이용하여 각각 용접되었고, 두 용접법을 나타내는 모식도는 그림 1에 나타내었다. 일 반적으로 90Cu-10NI 합금의 맞대기 이음부에 GTAW를 적용할 경우, 맞대기 이음부는 V 형상으로 개선하고 모재 와 다른 합금성분의 70Cu-30Ni 합금(Cu:Ni = 70:30 wt%; UNS 71600) 의 용가재를 이용하여 다층용접을 한다고 알 려져 있고, 본 연구에서도 같은 방법으로 용접하였다. 한 편 FSW는 별도의 용가재가 필요 없지만, 재료의 소성유 동을 유도할 수 있는 툴이 필요하다. 사용된 툴은 숄더의 직경 22 mm, 프로브의 직경 8 mm, 프로브의 길이 5.5 mm 크기의 W92-Ni-Fe 합금이 사용되었다. 툴의 회전속도는 600 rpm, 용접속도는 200 mm/min이며, 툴의 전진각은 0° 로 용접을 하였다.

Fig. 1.

Comparison of bead appearance and cross section of (a) GTAW and (b) FSW.

Table 1.

Chemical composition and mechanical properties of wrought CuNi 90/10[3]

Elements	Cu	Ni	Mn	Fe	Pb	Zn	Others	T.S (MPa)	Y.S (MPa)	E.L (%)
Wt(%)	Bal.	9-11	1.0	1.0-1.8	0.05	1.0	0.5	338	125	20

GTAW와 FSW 후 시험편은 용접 방향과 수직방향으로 절단한 후 그 단면의 미세조직을 관찰하였다. 미세조직은 단면을 1 μm 폴리싱 한 후 증류수 80 ml, 황산(H₂SO₄) 5 ml, 중크롬산 칼륨(potassium dichromate) 10 g를 혼합한 에칭액에 수 초간 담구어 에칭한 후 광학현미경(optical microscopy; OM)으로 관찰하였다. 각각의 용접부의 경도 분포를 알아보기 위하여 미세조직 관찰 위치와 동일한 영 역의 마이크로 비커스 경도기를 이용하여 경도를 측정하 였다. 경도는 용접부 표면으로부터 0.5 mm 아래 부분에서 GTAW의 용접부와 FSW의 교반부를 시작으로 모재까지 하중 200 g, 압입 시간 10초로 하여 1 mm 간격으로 마이 크로 비커스 경도기를 이용하여 경도 분포를 측정하였다.

실험결과 및 고찰

3.1. 용접 프로세스에 따른 결함발생 유무 및 변형도 비교

그림 1(a)와 (b)는 Cu-Ni 합금 GTAW와 FSW 후 시편 표면의 사진과 단면의 OM사진을 3차원 화하여 각각 나타 낸 것이다. 그림 1(a)의 GTAW 용접부 표면사진으로부터 용접 후 비드 표면은 은색의 미려한 비드를 나타내었고, 표면결함은 발생하지 않았다. 단면사진으로부터 표면 비 드와 이면 비드가 볼록한 형상의 안정적인 용접부가 나타 났으며 기공과 균열 등의 내부 결함이 발생하지 않은 것 을 알 수 있다.

그림 1(b)의 FSW 용접부 표면사진으로부터 비드 표면 은 모재 보다 어두운 색으로 변색되었지만, 플래쉬(Flash) 와 표면 균열(insufficient crack) 등 표면결함은 발생하지 않았다. 단면사진으로부터 모재와 같은 높이의 비드를 나 타냈으며 키싱본드(Kissing bond) 와 보이드(Void)[11] 등 의 내부 결함이 발생하지 않았다.

한편 GTAW 용접 후 시험편은 용접부를 중심으로 양쪽 의 모재가 두께 방향으로 변형되었고, 시험편이 V자 형상 으로 변형된 것을 알 수 있다. FSW 용접 후 시험편은 모 재형상과 차이가 거의 없는 것을 알 수 있고, 이것으로부 터 Cu-Ni 합금에 FSW를 적용할 경우 변형이 없는 용접 부를 얻을 수 있다.

Cu-Ni 합금에 GTAW와 FSW 적용 시 용접 프로세스에 따른 용접 시편의 변형도를 측정하기 위하여 변형된 형상 을 모식도로 정의하였고, 그 결과를 그림 2에 나타내었다 . 각 용접시편의 변형율을 측정하기 위하여 그림 2(a), (b) 와 같이 변형된 시험편의 한 쪽 면을 바닥에 고정시킨 후 고정한 반대쪽에서 바닥으로부터 떨어진 시편의 높이를 측정하였다. 그림 3는 그림 2(a), (b)에서 정의한 방법으로 용접 프로세스에 따른 시편의 변형율을 정량화한 결과이 다. 여기서 변형율은 모재 두께 대비 시편의 변형된 높이 로 계산되었다. 용접 후 시편의 변형율은 GTAW의 경우 모재대비 약 30%로 매우 컸고, FSW의 경우 약 1% 이하 로 모재와 차이가 거의 없었다.

Fig. 2.

Illustration for weld distortion of (a) GTAW and (b) FSW.

Fig. 3.

Comparison for weld distortion of GTAW and FSW specimens.

3.2. 용접 프로세스에 따른 용접부 경도분포 비교

GTAW, FSW 용접 후 경도분포를 알기 위하여 용접부의 각 영역별 경도를 측정하여 보았다. 각각의 용접 프로세스 에 따른 용접부 경도분포를 조사하기 위하여 GTAW, FSW 용접시험편의 표면에서 500 μm 아래영역의 용접부 중심 에서부터 모재까지 마이크로 비커스 경도를 측정하였고, 그 결과를 그림 4에 나타내었다.

Fig. 4.

Micro-vickers hardness of GTAW and FSW.

한편 용융용접인 GTAW와 고상용접인 FSW는 용접영역 이 분류되는 것이 다르다. 일반적으로 GTAW와 같은 용융 용접인 경우 용접부 영역은 모재(Base met-al: BM), 열영 향부(Heat affected zone: HAZ), 용융부(Fuzion zone: FZ) 로 구분된다. 반면 고상용접인 FSW의 경우 용접부 영역 은 모재, 열영향부(Heat affected zone: HAZ), 열-기계적 영향부(Thermo-mechanical affected zone: TMAZ), 교반부 (Stir zo-ne: SZ) 로 구분되며, 교반부와 TMAZ가 나타나 는 것이 특징이다[7]. 따라서 그림 4에 GTAW의 용접 영 역은 표 하부 (♦)에 FSW의 용접영역은 표 상부 (■)에 따 로 표기하였고, 그 영역에 해당하는 경도값을 나타하였다.

이것으로부터 두 용접 프로세스 모두 HAZ 영역에서 연화 부 (Softening zone) 가 발생한 것을 알 수 있다. 또한 FSW 를 적용한 용접시편의 HAZ 영역 경도값이 GTAW를 적용한 용접시편의 HAZ 영역 경도값 보다 더 높았고, 연화부의 폭 도 좁은 것을 알 수 있다. 또한 용접부에서는 FSW 용접부 경도값이 GTAW 용접부 보다 약간 높은 것을 알 수 있다.

3.3. 용접 프로세스에 따른 용접부 경도분포와 미세조직 과의 상관관계

그림 5(a)는 GTAW 용접부의 경도변화에 따른 미세조직 의 상관관계를 알아보기 위하여 GTAW 용접시험편을 용 접금속 중심영역에서부터 열영향부를 지나 모재영역까지 광학현미경으로 촬영한 연속사진과 모재(그림 5의 P영역), 모재 보다 경도값이 낮아지는 HAZ(그림 5의 Q영역), 최 저 경도값을 나타내는 용융경계부(Bond line) 근처의 HAZ(그림 5의 R영역) 그리고 용융부 영역의(그림 5의 S 영역) 확대사진을 각각 그림 5(b), (c) 그리고 (d)에 나타낸 것이다. 이것으로부터 모재조직은 α 고용체 결정립 내부 에 쌍정(Twin) 이 존재하는 것을 알 수 있다. Cu-Ni 합금 은 냉간가공 후 850-950°C에서 어닐링(Annealing) 처리를 하여 제작하기 때문에 발생한 어닐링 쌍정(Annealing twin)이라고 생각된다.

Fig. 5.

(a) OM images of the GTAWed specimens cross section, magnified OM images : (b) base metal, (c) HAZ, (d) Hvmin HAZ and (e) Fusion zone.

한편 모재에서 용융부 쪽으로 갈수록 쌍정의 수는 줄어 들고, 결정립이 커지는 경향이 있으며 용융경계부에 근접 한 HAZ의 결정립 크기가 가장 커진 것을 알 수 있다. 따 라서 용용경계부 근처의 HAZ 영역의 경도가 가장 낮은 것으로 생각된다. GTAW의 HAZ 영역은 아크의 영향을 직접적으로 받은 영역은 아니지만, 용접 하는 동안 용융금 속에 접촉해 있으면서 국부적으로 가열된 후 냉각한 영역 으로서 결정립이 조대화 되고 성질이 변한 영역이라고 알 려져 있고, HAZ 영역 중에서도 용융부에 가까운 영역이 열을 더 많이 받아 결정립이 상대적으로 더 많이 성장한 것으로 생각된다. 한편 용융부에서는 응고조직인 덴드라 이트(Dend-rite) 조직이 미세하게 생성된 것을 알 수 있고, 경 도값이 모재와 거의 같은 값을 나타내는 것을 알 수 있다.

FSW를 적용한 용접시편의 HAZ 영역 경도값이 GT-AW 의 HAZ 영역보다 더 높은 것을 알기 위하여 FSW 용접 시험편의 용접부에서 모재까지 미세조직을 연속적 으로 조사하여 보았다.

그림 6(a)는 FSW 용접시험편을 교반부 중심영역에서부 터 TMAZ 와 HAZ를 지나 모재영역까지 광학현미경으로 촬영한 연속사진과 모재(그림 6의 T영역), 최저 경도값을 나타내는 HAZ(그림 6의 U영역), 모재보다 경도값이 증가 하며, 최대경도값을 나타내는 TM-AZ(그림 6의 V영역) 그 리고 교반부(그림 6의 W영역)영역의 확대사진을 각각 그림 6(b), (c) 그리고 (d)에 나타낸 것이다. 이것으로부터 HAZ의 결정립 크기가 모재보다 약간 큰 것을 알 수 있고, 따라서 HAZ의 경도값이 가장 낮게 나타나는 것을 알 수 있다.

Fig. 6.

(a) OM images of the FSWed specimens cross section, magnified OM images : (b) base metal, (c) Hvmin HAZ, (d) TMAZ and (e) Stir zone.

한편 교반부는 미세한 결정립이 나타나는 것을 알 수 있 다. 교반부의 미세조직은 FSW 공정 중에 회전하는 툴에 의하여 발생된 응력(Strain)과 마찰열에 의하여 동적재결 정이 발생하고, 이에 따라 수 마이크로미터의 등축정 형상 으로 결정립이 초미세립화 되는 영역이기 때문에 경도값 이 가장 높은 것으로 생각된다. 또한 TMAZ에서는 교반부 에 바로 인접해 있는 소재가 툴의 회전력에 의하여 소성 변형이 일어나 연신된 결정조직이 관찰된다. TMAZ의 미 세조직은 툴의 회전방향으로 연신되고, 툴의 마찰열에 의 하여 국부적인 재결정이 동시에 일어나는 영역이다. 따라 서 결정립이 국부적으로 연신되고, 재결정이 발생한 TMAZ 영역의 결정립 크기가 감소하기 때문에 경도값은 모재와 비슷하거나 모재보다 약간 상승하는 것으로 생각 된다.

따라서 용접 프로세스와 각 영역별 결정립 크기를 측정 하여 비교하여 보았다. 결정립 크기는 ASTM E-112의 결 정립 크기 측정법을 이용하여 측정하였고, 식 (1)으로 나 타낼 수 있다.

(1)

n=2G−1−1

여기서 G는 결정립 크기 넘버를 나타내고, 용접 프로세스 및 용접부의 영역별로 계산한 결과를 표 2에 나타내었다. 이것으로부터 용융용접인 GTAW 용접을 적용한 경우, 용 융경계부에 인접한 HAZ 영역이 조대화된 결정립 때문에 경도값이 가장 낮은 것으로 생각된다. 한편 고상용접인 FSW 용접을 적용한 경우 입열이 낮은 고상용접이기 때문 에 HAZ 영역의 결정립이 조대화 되는 것을 방지할 수 있 고, 회전하는 툴에 의하여 결정립이 연신되고 재결정되는 TMAZ 영역이 생기기 때문에 HAZ의 폭이 더 작아지는 것을 알 수 있다.

Table 2.

ASTM grain size number at HAZ of FSW and GTAW

Specimens	G of base metal	G of HAZ
GTAW	7.2	5.8
FSW	7.2	6.3

일반적으로 결정립 크기와 항복강도와의 상관관계는 Hall-petch 방정식[12, 13]으로 나타낼 수 있다. 이 방정식 은 가공경화를 무시하는 경우 경도와 결정립 크기의 상관 관계로 다시 나타낼 수 있고, 식 (2)와 같다 [14].

(2)

Hv=Ho+kHd−1/2

여기서 H_v는 경도값, H₀와 k_H는 경도에 따른 상수, d는 결 정립의 크기를 나타낸다. 이 식을 이용하여 얻은 상관관계 를 그림 7에 나타내었다. 이것으로부터 Hall-petch 방정식 에 의하여 결정립 크기와 경도와의 상관관계는 R² 값이 0.93로 높은 상관관계를 나타내는 것을 알 수 있다.

Fig. 7.

Hall-petch Relationship between grain size and hardness.

결 론

Cu-NI 합금 맞대기 이음부에 GTAW와 FSW 용접법을 적용한 경우 용접프로세스에 따른 변형도, 경도분포와 미 세조직과의 상관관계를 검토한 결과로부터 다음과 같은 결론을 얻었다.

1. Cu-Ni 합금에 GTAW 용접 후 시편의 변형율은 모재 대비 약 30%로 매우 컸지만, FSW 용접 후 약 1% 이하로 변형이 없는 용접부를 얻을 수 있었다.

2. 두 용접 프로세스 모두 용접 시 열영향을 받은 HAZ 영역에서 최소경도값을 나타내는 연화부가 발생하였고, FSW 용접 시편 HAZ의 경도값이 상대적으로 더 높았다.

3. 회전하는 툴에 의하여 간접 가열된 FSW의 HAZ는 아크열에 의하여 가열된 GTAW의 HAZ에 비하여 가해지 는 입열이 작고 결정립 성장을 억제하기 때문에 상대적으 로 경도가 높다.

Acknowledgements

감사의 글

본 연구는 미래창조과학부의 재원으로 한국연구재단-글 로벌프론티어사업(재) 하이브리드 인터페이스기반 미래소 재연구단과 부분적으로 한국산업기술평가관리원 융복합 소재부품개발사업의 지원을 받아 수행된 연구입니다(No. 2013M3A6B1078874).

REFERENCES

• 1. CS Dimbylow and RJC Dawson, (1978) 46 461.
• 2. MS Wiener and BV Salas, Corrosion Eng Sci Tech. (2005) 40 137.Article
• 3. HG Seo and ST Oh, J. Korean Powder Metall. Inst. (2014) 21 34.Article
• 4. SH Gutierrez, Weld J. (1991) 76.
• 5. MG Collins, JC Lippold and JM Kikel, Proc. of 6th International Trends in Welding Research Conference ASM International. (2003) 586.
• 6. SA Gavin, J Billingham, JP Chubb and P Hancock, Met Tech. (1978) 5 397.Article
• 7. RS Mishra and ZY Ma, Mater. Sci. Eng. R. (2005) 50 1.Article
• 8. TJ Yoon, MC Kang and CY Kang, J. Korean Powder Metall. Inst. (2013) 20 302.Article
• 9. RT Lee, CT Liu, YC Chiou and HL Chen, J. Mater. Proccess Tech. (2013) 213 69.Article
• 10. TJ Yoon and CY Kang, Mater. Lett. (2015) 142 253.Article
• 11. TJ Yoon, SJ Kim, SW Song, JK Hong and CY Kang, J. of KWJS. (2011) 29 99.
• 12. EO Hall, Proc. Phys Soc. B. (1951) 64 747.Article
• 13. NJ Petch, J. Iron. Steel Res Inst. (1953) 174 25.
• 14. Hirata Tomotake, Oguri Taizo, Hagino Hideki, Tanaka Tsutomu, WookChung Sung, Takigawa Yorinobu and Higashi Kenji, Mater. Sci. Eng. A. (2007) 456 344.

Figure & Data

References

Citations

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