3.2.1 너깃경 변화 및 전단인장강도

기존의 연구결과들은 아연 도금된 연강의 저항 점용접 연속타점 수명평가 결과 용접타점이 증가할수록 너깃경이 감소하는 경향을 보이고, 2000 ~ 3000 타점 이후에 너깃경이 임계 직경 이하가 되어 용접부 전단인장강도 또한 감소하는 것으로 보고하고 있다 [¹⁰-¹³].

본 연구에서의 연속타점 수명평가는 자동차 차체 양산 라인에 점용접 전극 관리를 위해 수행하는 팁 드레싱 주기를 감안하여 300 타점 전후로 수행하였고, 본 실험에서는 360 타점 이상에서 판재 계면에서의 과도한 중간날림과 전극과 판재 계면에서 융착이 발생하여 실험을 중단하였다. 그림 6은 연속타점 수명평가를 수행 후 30 타점 간격으로 채취한 용접 시험편에 대한 너깃경 변화 특성 결과이다. 그림 6(a)의 용접부 단면 모식도는 그림 6(b), 6(c) 및 6(d)에서 타점수에 따른 각각의 측정 기준 값의 개략도를 도시한 것이다. 너깃경은 용접부 단면에서 판재 두께의 수직방향으로 최대 길이이며, 압흔깊이(indentation depth)는 저항 점용접 후 모재 표면 기준에서 오목하게 압입된 최대 깊이, 너깃 깊이(h)는 상부 판재 대상 용융부 너깃의 판재 두께방향 깊이를 용융부 중심 기준으로 측정한 값, 용접 후 소재 높이(t)는 용접 후 압흔 된 판재표면에서 너깃 중심부까지의 길이로 각각 정의하였다. 그림 6(b)의 너깃경 변화는 초기 1 타점부터 60 타점까지 6 mm 이상의 너깃직경이 관찰되고, 90 타점 이후로는 너깃경이 5 mm ± 0.9로 불규칙적인 양상을 보인다. 150 타점을 제외한 모든 타점에서 최소 기준인 4 t (t = 1.2 mm), 4.38 mm를 만족하였다. 용접 후 압흔 깊이는 타점 수가 증가함에 따라 지속적으로 증가하였다(그림 6(c)). 일반적으로 압흔 깊이는 가압력이 과하게 적용되거나 과입열에 따른 중간날림에 의해 용융부가 외부로 빠져나갈 때 증가하는 것으로 알려져 있다 [²³]. M. Kimchi[²⁴]는 저항 점용접에서 압흔 깊이가 일정 크기 이상이 될 경우 인장전단강도가 감소되는 결과를 보고하였다.

그림 6(d)는 용접타점 수에 따른 h/t 비율을 나타낸 것으로 상, 하부에 대해 모두 측정하여 평균한 값을 사용하였다. h/t 비율은 초고강도강의 발열 특성과 냉각능을 알아볼 수 있는 간접적인 지수로서, h/t 비율이 1에 가까울수록 용접 시 용융되는 영역이 판재의 표면까지 도달한 것을 의미하며, 전극의 냉각능이 감소하거나, 전극과 판재사이의 발열이 큰 것을 예상할 수 있다. 타점 수가 증가할수록 h/t는 증가하였고, 150타점 후에는 비율이 1이 되는 구간이 다수 발생하였다. 앞서 언급한 압흔의 증가는 t의 감소를 의미하며, 초고강도강의 연속타점 시 높은 전극과 판재사이의 발열에 의해 융착과 중간날림이 발생하여 전극의 냉각능이 감소하고 과한 압흔에 의해 h/t가 증가한 것으로 판단된다.

그림 7은 1 타점과 150 타점(최소 너깃 기준 불만족) 그리고 최종 용접인 360 타점의 점용접부 단면을 광학현미경으로 관찰한 결과이다. 그림 7(a)는 전형적인 초고강도강의 저항 점용접부 단면으로 용융부(흰색 점선), 열영향부(노란색 점선)및 모재부(주황색 점선)가 각각 명확하게 구분이 되고, 소재 두께 방향으로도 너깃이 성장하며 용융라인과 판재 표면 간의 간격 (그림 7(a)에서 t – h 값)이 작은 것을 관찰하였다. 또한, 판재와 전극의 접촉 면적 중 모서리 부분 해당하는 영역의 경우 미세조직에 차이를 보이고 있어, 이는 높은 전류밀도(current density) 영역으로 추정된다. 이는 초고강도강의 점용접 시 연강과는 달리 판재와 전극사이에 접촉 불균일로 국부적인 발열량의 차이가 존재할 것으로 유추가 가능하다. 이러한 국부적 표면 발열의 발생이 지속될 경우 판재 표면 용융 또한 국부적으로 진행될 가능성이 매우 높다. 150 타점 후 용접부 단면에서 국부적 발열과 표면 용융의 결과로 내부에 균열(crack)이 다수 존재하고, 용용부 형상이 타원이 아닌 용융 너깃부가 판재 두께방향으로 돌출되었다(그림 7(b)). 이는 그림 6(d)에서 용접타점수에 따라 h/t의 값이 1에 근접하는 결과와 잘 부합한다. 과다 융착 현상의 형성 기구는 1) 용융너깃 형성 과정에서 높은 전류밀도에 의해 판재 표면에 용융이 발생하고, 2) 융착 현상에 의해 일부 용융금속이 전극으로 이행되어 두께 방향으로 너깃 돌출이 형성되며, 3) 최종적으로 판재 외부로 돌출된 용융풀에 의해서 전극표면의 합금화가 더 심화되는 프로세스를 거치게 된다. 또한 360 타점 후 용접부 (그림 7(c))는 그림 7(a)와 달리 전극과 판재 사이에 열영향부 영역이 존재하지 않고 용융 너겟이 표면으로 노출되며, 과다한 압흔과 다수의 결함이 발생하였다. 그림 8에 초고강도강 저항 점용접 연속타점 시 전극과 판재사이의 국부적 합금화 및 융착 거동 모식도를 나타내었다. 초기 가압시 판재표면과 전극의 국부적으로 접촉불량이 발생하고, 전류가 통전 되면 판재에 접촉된 전극의 모서리 부분에서 높은 전류밀도에 의한 국부적 발열이 발생하며, 너깃이 형성되는 과정에서 전극과 판재사이에도 표면 용융 혹은 융착이 발생한다. 마지막으로 융착에 의한 국부적 합금화가 발생하는 것으로 사료된다.

일반적으로 저항 점용접시 너깃경의 크기는 접합강도에 직접적인 영향이 있으며 용접부 내 결함의 존재 여부 와도 상관관계가 있다고 보고되고 있다 [⁶,⁷,¹²]. 그림 9를 보면 전단인장강도의 변화는 150 타점까지 10 kN 이상을 유지하다가 이후부터 초기 하중 대비 80% 이하(적색 점선)로 감소하였고, 300 타점 이후로 소폭 증가하였으나 그 값이 150 타점 이전의 강도 값에는 미치지 못하였다. 그림 10은 각 타점별 전단인장시험 샘플 파단 후 파단모드를 관찰한 결과이다. 180 타점 이후로는 부분 계면파단이 다수 발생하였고, 중간날림의 흔적도 관찰되었다. 이는 앞서 너깃경분석을 통해 용접부 내부에 다수의 결함 및 큰 압흔깊이 등이 중간날림과 관계 있는 것으로 사료된다.

결과적으로 용접 타점 수가 증가함에 따라 너깃경이 감소하고 용접부 내부에 다수의 결함균열이 발생된 것이 관찰되었다. 이로 인해 응력집중의 영향 및 과소 너깃 직경에 의한 load carrying capacity”가 감소하여 최종적으로 파단에 이르는 전단인장강도가 감소한 것으로 판단된다.

3.2.2 전극 선단경 변화 분석

상기에서 언급한 불규칙적인 너깃의 크기 및 용접부 내부 다수 결함이 발생한 원인 규명을 위해 각 타점 별 전극 선단부의 변화를 분석하였다. 기존 연구자들 결과는 아연 도금 강판의 연속타점수명평가에서 전극 선단부 면적은 초기 수백 타점 이내에 선단경이 급격히 증가하는 Primary stage 와 전극의 성장 구배가 완만한 Secondary stage 단계로 총 2단계로 나뉜다고 보고하고 있다 [⁴,¹⁰].

그림 11은 카본지를 이용하여 초고강도강의 연속타점 수명평가 시 전극 선단경을 30 타점 간격으로 측정한 결과값이다. 선단경은 카본지에 표시된 면적을 수직(D1), 수평(D2)방향으로 측정 후 2로 나누어 평균값을 도출하였다. 판재와 전극 사이의 접촉 면적은 90 타점까지 증가와 감소가 반복되다가 120 타점 이후 감소하였고 240 타점 이후부터 초기 접촉 면적인 4.6 mm 이하로 감소하였다. 또한, 270 타점 카본지에서는 전극 중앙부와 판재의 부분적 비접촉 영역이 관찰되었다. 이러한 결과는 기존에 알려진 일반적인 연속타점 수에 따른 전극의 마모 및 열화 거동과는 큰 차이가 있다. 저항 점용접의 대표적인 식(1)에 의하면 용융부의 열량은 줄의 법칙(Joule’s low)에 의해 전류, 시간, 저항을 고려해야 하며, 그 중 저항은 전류가 흐르는 단면적 변화에 따라 변화하게 된다 [⁴].

여기서 Q는 열량(joules), I는 전류(amperes), t는 시간(seconds)을 의미한다. 발열량(Q)은 전류의 제곱에 비례하고, 통전시간(T)에 비례하는 것으로 보고되고 있다. 본 연구에서는 점용접 공정 조건들이 동일하게 적용되었기 때문에 저항값( ρ L A )만이 발열량 영향 인자이며, 그 중에서도 단면적(A)의 변화에 의해 발열량 차이로 판단할 수 있다. 즉, 초고강도강의 연속타점 수명평가시 동일한 용접조건에서 전극의 선단경 감소가 전극과 판재 사이의 접촉면적을 감소시키면서 접촉 계면 사이의 통전 전류밀도가 증가하여 과한 발열량으로 인한 중간날림이 발생한 것으로 판단된다. 이러한 중간날림으로 인해 용접부 너깃의 크기가 감소하고 결함이 발생하였으며, 이는 그림 7의 용접부 내 결함 및 융착현상 결과와 그림 10의 중간날림 흔적으로 뒷받침할 수 있다.

3.2.3 전극 열화거동 및 합금층 분석

전극 선단경이 타점 수 증가에 따라 감소하는 경향을 고찰하고자 전극 단면부를 분석하였다. 그림 12는 동일한 용접조건 및 환경에서 각각 90, 180, 270, 360 타점 후의 전극들을 채취하여 단면부를 분석한 것이다. 그림 12(a)부터 12(e)까지 타점 수가 증가할수록 선단면 형상에 변화가 관찰되었고, 이러한 형상의 변화는 360 타점 후 전극 (그림 12(e))을 기준으로 전극 중심부에 움푹 파인 영역 (영역 I), 돌출된 영역 (영역 II), 최외각부에 마모된 영역 (영역 III) 등 총 세 영역들로 나눌 수 있다. 그림 12(b)와 그림 12(c)에서 점용접 타점이 증가할수록 전극의 선단면에 중심부인 영역 I과 영역 II의 Zn-Cu합금층이 존재한다. 이는 점용접 시 영역 I과 영역 II에서만 판재의 아연도금층이 전극표면과 높은 발열에 의한 반응의 존재를 간접적으로 설명할 수 있다. 270 타점(그림 12(d))에서 영역 II의 단면 높이가 영역 I과 영역 III보다 상대적으로 높아지고, 상대적으로 외각부인 영역 III은 곡선 형태의 전극 외각부가 평평하게 변형된 되었다. 360 타점(그림 12(e))에서 영역 II의 변형된 폭이 더 높아지고 좁은 것으로 확인하였고, 전극 중심부에 움푹 파이는 영역(영역 I)이 넓고 깊어진 것을 알 수 있다. 이러한 전극의 높고 낮음을 정확하게 분석하기 위하여 전극 선단부 등고선을 그림 13에 나타내었다. 그림 13(a)는 각 타점별 용접 전극 선단면 등고선들을 나타낸 것이며, 그림 13(b)부터 13(d)는 전극의 절반을 나누어 각 영역별로 등고선을 나타낸 것이다. 그림 13(b)는 전극 최외각부인 영역 III를 나타낸 것이며 타점 수 증가에 따라 용접 전 전극(-□-)보다 360 타점 후 전극(-◇-)이 마모가 발생하여 전극 길이방향으로 최대 0.3 mm 감소하는 것을 확인하였다. 영역 II는 길이방향으로 타점 수에 따라 미세하게 증가하다가 270 타점 후 급격하게 증가하는 것을 관찰하였다(그림 13(c)). 그림 13(d)를 보면 영역 I은 타점 수가 증가할수록 용접 전 전극보다 0.3 mm 정도 감소한 것을 관찰하였다. 이는 용접 전의 전극과 360 타점 이후의 전극을 비교하였을 때, 영역 III에서 마모가 발생하였고 영역 II에서 전극이 볼록형상이 되며, 전극 중심부가 오목형상으로 변화된 것을 의미한다. 결과적으로, 이는 기존에 알려진 mushrooming 변형과 같이 합금화에 의한 전극 선단경이 증가하는 전극 열화와는 다른 외각부 마모와 융착 그리고 중심부 cavity가 복합적으로 발생하는 열화 거동을 보이는 것으로 판단할 수 있다. 이와 같은 열화 거동이 연속적인 점용접 시 반복적으로 발생하여 최종적으로는 중심부는 오목형상 그리고 중심부 외곽은 볼록형상 전극으로 형태가 변화하였고, 이러한 현상을 본 연구에서 “plateau formation”으로 명명하였다. 즉, 초고강도강의 연속타점 수명평가에 의해 돌출과 마모가 동시에 발생하는 열화 거동이 관찰되었고 이러한 결과는 그림 11에서 고찰된 전극 선단부가 감소하는 이유를 잘 설명하고 있다.

그림 14와 15는 타점수에 따른 전극의 영역 I와 II 합금층을 EPMA 선분석(line scanning)한 결과이다. 그림 14(a)를 보면 영역 II에서는 표면부터 г-FeZn에 이어 Zn의 함량이 많은 γ-CuZn 그리고 Zn의 함량이 감소된 β-CuZn 등의 합금층이 순서대로 관찰되었다. 관찰된 합금화층들은 용접 시 발생하는 Zn 도금층과 Cu-Cr 전극의 합금화에 생성된 층이 대부분이었으며, 최상위층에는 Fe와 Zn의 합금층이 관찰되었다 [²⁵-²⁷]. 그림 14(b)와 그림 14(c)처럼 180 타점 후와 270 타점 후의 합금층은 β-CuZn 층의 두께가 감소하고 γ-CuZn 층 두께가 증가하였다. 이는 지속적인 합금화 과정 중 합금층의 픽업과 소진이 반복적으로 발생하면서 변화한 것으로 판단된다. 또한, 그림 14(d)는 β-CuZn 위, 아래로 변형된 Cu 전극에 의한 합금층이 관찰되었는데 이는 전극과 판재 사이의 융착에 의해 볼록된 형상으로 변형되는 중 발생한 형상학적 변형으로 유추할 수 있다. 그림 15는 전극의 영역 I 합금층을 각 점용접타점별로 나타낸 것이다. 전극에서부터 표면까지 Copper – Beta Brass – Gamma Brass – Outer Layer 순으로 합금층이 구성되어 있으며, 타점 수 증가에 따라. Fe, Zn 합금층 두께가 40 μm 에서 160 μm 이상으로 증가하였다. 이는 지속적인 변형에 의해 돌출된 영역 II에 의해 영역 I은 판재와 접촉이 충분치 않아 냉각 기능이 저하되어 점용접부 판재 표면 용융에 의한 Fe 성분이 전극으로 과다 합금화 현상이 발생하였기 때문이다.

결론적으로, 초고강도 연속타점 수명평가 시 지속적인 합금화에 의해 전극 표면의 발열이 높아지고 융착과 중간날림에 의한 전극의 형상학적 변형과 야금학적 변형이 동시에 발생한 것으로 판단된다. 또한, 이러한 변형은 지속적인 선단부 직경을 감소시켜 접촉면적 감소와 그로 인한 중간날림 및 용접부 내 결함의 원인으로 사료된다.