3.1 예열통전 유무에 따른 용접성 비교

그림 5는 용접성과 예열 통전의 영향을 비교하기 위해 예열 통전의 유무에 따른 가용전류구간을 도출한 결과로 완성차업체에서 요구하는 M6 볼트 프로젝션 용접에서 확보되어야할 최소 용착강도인 420 kgf 이상을 가용전류 구간으로 판단하고 중간날림이 발생하기 직전까지 가용전류 구간으로 설정하였다. W/O PHC(without preheat welding condition) 조건은 중간날림 발생 이하 조건인 11, 12 kA의 용접조건에서 용착강도 약 200 kgf 를 확보 하였으며, 13 kA 이상의 용접조건에서 용착강도가 저하되어 가용전류 구간을 확보하지 못하였으며 이는 중간날림의 발생으로 인해 용착강도가 저하된 것으로 판단된다. 반면 W PHC (with preheat welding condition) 조건의 경우 13 kA 용접조건에서 최대 용착 강도 약 480 kgf를 확보할 수 있으며 14 kA 이상의 용접조건에서 중간날림이 발생 하여 용착강도가 저하 되었다. 용착강도가 확보된 전류조건 13 kA의 용접부 계면을 Al-Si 도금된 핫스탬핑강부터 볼트까지의 경도를 측정한 결과를 그림 6와 같이 그래프로 나타내었다. 열영향을 받지 않은 모재 가장자리 부분을 제외하고 Al-Si 도금된 핫스탬핑강 열영향부, 용융부, 볼트 열영향부 모두 W/O PHC 조건이 약 50 Hv 가량 낮게 나타났다. 기존 Al-Si 도금된 핫스탬핑강의 모재는 450~500 Hv, 탄소강 볼트는 200~250 Hv 정도로 측정되었으며 W PHC 조건의 경우 정상적인 용접부에서 나타나는 수준의 경도가 나타났고, 용융부 주변에 조대 결정립에 의해 경도가 감소하였다. 반면 W/O PHC 조건은 용융부와 열영향부의 경도가 약 420~450 Hv로 Al-Si 도금된 핫스탬핑강 모재의 수준보다 낮게 나타났다. 이는 예열 통전의 유무에 따른 용융거동의 차이로 판단되며 예열 통전을 통한 도금층 용융거동 및 용접부 물성 및 미세조직에 대해 3-2절부터 고찰해 보았다.

3.2 용융부 성장거동

앞선 결과를 정리 해보면 W PHC 조건은 W/O PHC 조건 보다 더 높은 용접부 강도를 얻을 수 있었고 또한 가용전류구간이 확보되었다. 이는 예열 통전에 의해 용융부의 성장거동이 다른 것으로 판단되며 이에 용접 초기부터 용접종료까지 시간에 따른 용접부 계면의 용융부 성장 거동을 관찰한 결과를 그림 7에 나타내었다.

입열 패턴을 비교한 결과 W/O PHC 조건은 용접시간이 167 ms 때 용융부가 생성 되지 않았고, 중간날림으로 인해 용융물이 외각으로 빠져나가 용접부 계면 아래에서 얇고 긴 형태의 기공이 관찰되었다. 이후 최종 350 ms에서 용융부가 관찰되었으나 크기가 작고 용융부 바로 아래 열린형태의 기공이 관찰되었다. 본 기공의 생성은 과도한 입열에 의한 날림에 기인한 것 이라고 판단되고, 본 기공과 같은 결함이 용접부의 파단모드에 영향을 미칠 것으로 판단된다 [¹⁵-¹⁸]. 반면 W PHC 조건은 용접시간 33 ms 때 W/O PHC 조건에 비해 넓은 접촉면적을 확보하였으며 이후 용접시간 167 ms에서 너깃이 안정적으로 성장하였고, 최종 용접시간 350 ms에서 정상적인 너깃이 형성되었음을 관찰하였다. 예열통전은 가압에 의해 돌기의 일부가 붕괴된 상태에서 용접초기시간동안 용접전류가 예열형태로 인가되는 것을 의미한다. 이로 인해 Al-Si 도금층이 외각으로 밀려나면서 용접부의 통전 면적을 안정적으로 확보할 수 있고, 용접시간동안 선형적 너겟 성장을 유도함에 따라 예열통전으로 인한 도금층의 영향을 최소화할 수 있다.

3.3 용접 시뮬레이션을 이용한 용접초기 용융거동 예측

볼트 프로젝션 용접의 경우 돌기의 형상 및 크기에 따라 전류밀도가 변화하여 용접초기 돌기의 형상과 돌기 붕괴속도는 용접결과에 중요한 영향을 미친다. 용접초기의 온도, 전류밀도, 압흔 등 용접현상에 대한 정량적인 비교 분석을 위해 SORPAS® 해석 시뮬레이션을 이용해 용접초기 예열 통전이 미치는 영향을 분석하였다 [¹⁹-²¹].

그림 8에 나타낸 그래프와 같이 용접부 계면을 안정시키는 초기가압 시간에 돌기가 붕괴되는 거리는 0.32 mm 이고, 예열 이후에 붕괴되는 거리는 0.48 mm 이다. W PHC 조건의 경우 예열통전의 영향에 의해 돌기가 일부 붕괴되고 용접전류가 인가되지만 돌기가 최대로 붕괴 되는 시간은 W/O PHC 조건과 동일하였다. 이는 W/O PHC조건에서의 돌기붕괴 속도가 빠른 것을 의미하고, 돌기의 빠른 붕괴는 용접부 계면사이 접촉의 안정화 시간이 부족하여 중간날림, 기공 등 용접 불량이 발생할 확률이 높다. 용접전류가 인가되는 돌기와 판재 사이의 접촉면적은 W/O PHC조건 1.1 mm, W PHC 조건 1.55 mm로 W PHC 조건이 더 넓게 관찰되었다. 용접 초기 넓은 접촉면적을 가지게 되면 용융부 발열이 안정되어 용접부의 안정적인 성장에 용이 하고 중간날림 발생, 기공 등 용접불량이 발생할 인자를 줄일 수 있다.

볼트 프로젝션의 경우 돌기 형상이 전류밀도에 영향을 미치기 때문에 그림 9와 같이 용접초기 붕괴거동이 상이한 용접시간 5~20 ms 일 때 예열 통전의 유무에 따른 S/S 계면의 전류밀도 및 분포를 분석하였다. 용접전류 통전 이후 용접시간 3 ms 때 W/O PHC 조건에서는 돌기가 급격하게 붕괴되면서 용접부 중심 외각에서 전류밀도의 집중이 높았으나 W PHC 조건은 예열에 의해 일부 붕괴가 된 상태에서 용접전류가 인가되어 비교적 용접부 중심 외각에서 전류밀도가 집중되지 않았다. 이후 W/O PHC 조건은 용접부 중심 계면의 전류밀도가 약 0~500 A/mm² 편차가 있었고 10 ms 까지 높은 전류밀도의 집중이 관찰되었다. 이는 용융된 돌기에 의해 전류밀도의 흐름이 방해되어 돌기부에서 높은 전류밀도가 관찰된 것으로 판단된다. 반면 W PHC 조건은 10 ms 이후 용접부 중심이 안정화되었으며 용접부 외각에 전류밀도가 집중되었고 20 ms 이후 전류밀도는 약 120~350 A/mm²으로 나타났다. 용접 초기 예열통전에 의해 돌기가 일부 무너진 상태에서 전류가 통전됨에 따라 넓은 접촉면적을 갖고 돌기의 붕괴속도가 느렸기 때문에 전류밀도가 더 빨리 안정화 되었다 [²²].

저항 용접은 전류밀도에 의해 국부적으로 저항열을 발생시켜 가압과 함께 용융 접합 시키는 방법으로 전류밀도의 차이는 용융부의 발열거동 및 온도분포와 밀접한 관계가 있어 예열 통전의 유무에 따른 용접초기 용융현상을 그림 10과 같이 나타내었다. W/O PHC 조건의 경우 용접 초기 5 ms 이내에 용접부 중심 외각에서 급격한 온도의 상승이 관찰되었으며 3 ms에 용접부 외각에서 용융물이 관찰되었다. 돌기의 붕괴 과정도 동시에 진행됨에 따라 용접부 외각으로 용융물이 배출되는 중간 날림 현상이 관찰되었다. 반면 W PHC 조건은 용접초기 급격한 온도의 상승이 관찰되지 않았고 약 10 ms 이후 용접부 외각에서 용융물이 형성되고 이후 용접부 중심으로 성장되어 안정적인 용융부의 성장을 관찰 할 수 있었다. 용접부 온도분포의 차이는 돌기의 붕괴와 Al-Si 도금층의 영향에 의한 접촉 저항 및 면적에 의한 차이에 기인한 것으로 판단된다.

Al-Si 도금된 핫스탬핑강의 경우 Al-Si 도금층에 기인한 높은 접촉 저항을 용접초기 예열통전을 통해 접합계면 및 접촉계면의 Al-Si 도금층을 제거하여 접촉 저항을 감소시키고, 돌기가 붕괴되는 과정에서 용접부의 통전 면적을 안정적으로 확보하여 너겟의 선형적 성장 유도를 통해 용접성을 개선하는 것이 주요해결책이다. 예열 통전을 적용하면 용접초기 돌기를 일부 붕괴시켜 안정적인 접촉 면적을 확보하고 전류밀도의 편중을 방지 할 수 있었으며, 접촉면적 확보와 동시에 선형적 너겟 성장을 유도하기 때문에 중간날림 현상을 최소화하고 용접특성을 향상시킬 수 있다.

3.4 용융초기 도금층 용융거동 및 동저항 거동 분석

예열 통전이 Al-Si 도금층 용융거동에 미치는 영향에 대한 상세분석을 위해 예열통전 직후의 용접부 단면을 EPMA Mapping 을 이용해 그림 11과 같이 성분분석 하였다. 기존 도금층의 두께는 약 25 um~45 um으로 분포하고 있으며[²³-²⁴], 예열통전 이후 도금층의 두께는 약 2.9 um~4.8 um 으로 약 10배 가까이 감소한 것을 확인 할 수 있었다. 이는 예열 통전에 의해 용융된 도금층이 용접부 외각으로 밀려남에 따라 감소한 것으로 판단된다.

예열 통전 이후 용접 초기 용융부계면에서 Al-Si 도금층의 거동을 분석하고자 그림 12와 같이 실체화 현미경을 이용해 용접시간 33 ms 일 때의 용접부 단면을 관찰하였다. 그림 12의 (a), (b)는 용접부 단면이고 (a-1), (b-1)는 용접부 외각, (a-2), (b-2)는 용접부 중심을 확대하여 관찰한 결과이다. 조건 W/O PHC의 경우 Al-Si 도금층이 용접부 외각과 중심부에 잔존하였으며, 이때 중심부에 남아있는 Al-Si 도금층의 두께는 약 10.35~22.77 um으로 관찰되었다. 반면 W PHC 조건의 경우 Al-Si 도금층이 잔존하지 않고 핫스탬핑강과 볼트돌기가 접촉된 부분과 용접부 외각쪽에서 관찰된 도금층의 두께는 최대 4.14 um으로 관찰되었으며 Al-Si 도금층이 용융되어 용접부 외각에 축적되어 응고된 것을 관찰하였다. 예열통전 유무에 따른 도금층 두께의 차이는 W PHC 조건의 경우 예열 통전에서 도금층을 제거하여 소량의 일부만 잔존된 상태에서 용접되었으나 W/O PHC 용접 조건의 경우 용접부 돌기의 급격한 붕괴가 발생하여 Al-Si 도금층이 빠져나가지 못해 용접부에 비교적 많은 양이 잔존된 것으로 판단된다.

저항 용접에 있어 동저항 그래프는 용접시간에 따른 저항값의 변화를 통해 용접부의 용융거동에 대한 간접적인 예측신호이며 동저항 거동 분석을 통해 초기발열거동 및 용접 중 계면 최대온도, 전체 저항값을 비교함에 따라 용융거동 현상을 간접적으로 분석할 수 있다. 이에 예열 통전 유무에 따른 용접현상을 간접적으로 분석하고자 예열통전의 유무에 따른 용접조건 중 가장 높은 용착강도가 나타난 W PHC 조건 13 kA 일 때와 동일 조건인 W/O PHC 조건의 용접조건 13 kA 일때의 동저항을 비교하여 그림 13에 나타내었다. 동일한 용접전류 13 kA일때의 용접 조건이지만 W/O PHC의 경우 중간날림이 발생하고 용착강도가 확보되지 않은 조건이고, W PHC 조건의 경우 용착강도가 확보된 안정적인 조건이다. 각 조건의 동저항 차이는 Peak 동저항 이전 접촉 저항의 영향이 지배적인 구간이 peak 동저항 까지 도달하는데 걸리는 시간은 W/O PHC 조건이 약 24 ms로 W PHC 조건이 약 16 ms 보다 늦게 도달하였으며 Peak 동저항 또한 더 높게 나타났다. 또한 계면의 접촉이 안정되고 용융부의 성장이 시작되는 Peak 동저항 이후 벌크 저항이 지배적인 구간에서는 약 200 ms 이전까지 W/O PHC조건이 높게 나타났으며 41 ms 일 때 최대 23.8 uΩ의 차이가 발생하였다 [²⁵-²⁷]. 이러한 동저항의 차이는 예열 통전에 의해 도금층이 외각으로 밀려나고, 돌기가 일부 붕괴된 상태에서 용접전류가 인가되어 접촉저항의 영향이 지배적인 구간이 낮게 나타났다 [²⁸,²⁹]. 저항은 입열 계산식(Q = I²RT)에 따르면 발열에 비례하기 때문에 동저항이 높은 것은 입열이 더 높다는 것을 의미하고 더 큰 용융부가 형성 될 수 있지만 예열 통전을 포함하지 않은 조건의 경우 좁은 접촉면적, 중심부에 잔존된 Al-Si 도금층에 의해 용접초기 용접부 계면에서 과도한 입열이 발생하여 중간날림으로 인한 기공이 형성되었고 이에 통전되는 면적이 감소함으로써 벌크 저항의 영향이 지배적인 구간에서 동저항이 높은 것으로 판단된다.

예열 통전은 Al-Si 도금층을 외각으로 밀려나게 함과 동시에 접촉면적을 충분히 확보하여 용접초기 급격한 저항발열을 방지할 수 있으며 중간날림 등의 용접결함을 방지하고 계면에 잔존하는 Al-Si 도금층의 영향을 최소화함에 따라 안정적인 용융부의 성장을 유도한다.

3.5 용접부 미세조직 비교

앞선 결과에서 용접부의 경도분포 및 용접부 형상 차이의 원인을 분석하기 위해 용접조건 13 kA 일 때 용접 후 미세조직을 그림 14와 같이 광학 현미경을 이용해 관찰하였다. W/O PHC 용접조건 시편의 경우 용접부 중심아래 기공이 분포하고 있었으며 이는 중간날림에 의한 용융물의 배출에 기인해 발생한 것으로 판단된다. 반면 W PHC 조건의 경우 일반적인 저항용접부에서 관찰 할 수 있는 용접부 조직이 관찰되었다. 일반적으로 저항 용접부의 미세조직은 모재(Base Metal; BM), 열영향부(Heat Affected Zone; HAZ), 용융부(Fusion Zone; FZ)로 분류된다. W/O PHC 조건의 용융부는 Ac3 온도 이상 상승되어 완전 오스테나이트(Austenite) 상태로 마르텐사이트(Martensite) 조직과 일부 베이나이트(Bainite)조직이 관찰되었다. W PHC 조건은 용융부는 일반적인 용접부 조직에서 관찰 할 수 있는 Epitaxial 성장의 마르텐사이트가 응고조직 내에 분포하였다 [³⁰-³³]. Al-Si 도금된 핫스탬핑강의 열영향부는 AC3 온도 이상 가열되어 완전 오스테나이트 상태가 되었다가 급냉 된 마르텐사이트 조직으로 관찰되었으며, Al-Si 탄소강 볼트의 열영향부는 Ac3 온도 이상까지 상승한 Upper-critical 열영향부(UCHAZ)와 Ac1 이하의 온도까지 상승한 Sub-critical 열영향(SCHAZ)로 관찰되었다. 탄소강 볼트의 UCHAZ 에서는 마르텐사이트 조직과 일부 페라이트 조직이 관찰되었고, SCHAZ는 AC1 온도 근처까지 상승하여 상변태는 일어나지 않고 모재 대비 펄라이트와 페라이트 조직이 미세화 되었다 [³⁴-³⁶].

결정립의 정확한 비교를 위해 대표적으로 용융부의 중심을 EBSD 분석기법을 이용해 결정립의 크기를 측정하였다(그림 15). 결정립의 크기는 W/O PHC 조건은 평균 약 18.9 ± 23.4 µm, W PHC 조건은 평균 약 9.3 ± 6.8 µm 으로 W/O PHC 조건의 Martensite Lath 크기가 더 큰 것으로 관찰됐다. W/O PHC 시편의 경우 평균 결정립크기를 초과하는 표준편차 값이 나타났는데, 이는 66 µm 크기의 결정립이 측정영역에서 13.7% 만큼의 면적을 차지함으로써 나타난 결과이다. 이러한 용접부 미세조직의 차이는 W/O PHC 조건의 경우 용접 초기부터 발생한 중간날림으로 인해 용융물의 과도한 배출로 인해 용접부에 기공이 형성되고 이후 고입열 및 기공에 의한 냉각속도가 저하되어 용접부의 결정립 크기가 증가되고 용융부에서의 Bainite 조직이 생성 될 수 있는 분위기가 형성되어 나타난 차이로 판단된다. 과입열 및 냉각속도의 저하로 인해 열 영향을 가장 적게 받은 SCHAZ 를 제외한 나머지 부분에서 모두 W/O PHC 조건이 경도가 낮은 원인은, 용접부 계면에서 가까운 핫스탬핑강의 HAZ부와 볼트 UCHAZ는 용융부가 중간날림으로 인해 정상적으로 성장되지 못함에 따라 전극과의 접촉이 불안정하여 냉각속도가 저하 되어 결정립이 비교적 조대화 됐기 때문이다 [³⁷-⁴⁰].