3.1 용접 입열량 변화에 따른 발진 주파수 변화

용접 입열량 변화에 따른 narrow gap의 변화를 초고속 카메라로 촬영한 결과와 발진 주파수의 변화 관계를 그림 2에 나타내었다. 입열량이 낮은 207 kW(a), 226 kW(b)에서 는 narrow gap의 형성이나 bridge의 생성 및 이동 현상이 없었다. 따라서 전류의 경로 변화가 거의 없기 때문에 peak 높이가 낮고 잔잔한 형태의 발진 주파수가 검출되었다. 246 kW(c) 와 266 kW(d) 에서는 narrow gap의 형성 및 길이의 증가에 비례하여 발진 주파수 peak의 높이가 증가 되었다. 반면 bridge의 생성 및 이동이 둘 다 모두 약 0.001 s의 매우 빠른 주기로 반복되어 주파수의 변화 주기는 유사한 형태를 나타냈다. 또한 246 kW(c)의 발진 주파수 변화는 전반적인 높이 및 주기가 상당히 규칙적인 형태로 나타났으나 266 kW(d)는 peak의 높이 변화가 상당히 불규칙한 형태로 나타났다. 따라서 246 kW(c)~266 kW(d)에 서는 narrow gap의 형성 및 길이가 증가되는 것을 알 수 있다. 284 kW(e)와 303 kW(f)의 경우 입열량이 더욱 증가되었지만 narrow gap 길이 변화는 큰 차이가 없는 것으로 나타났다. 따라서 발진 주파수의 peak 높이도 266 kW(d)와 큰 차이가 없었다. 그러나 284 kW(e)에서는 불규칙한 주기를 나타내며 그 중 주된 주기는 0.00313 sec 로 확인되었고, 266 kW(d)와 303 kW(f)에서의 주파수 변화 양상이 혼합된 천이 영역과 같은 양상을 나타낸다. 303 kW(f)에서는 주기가 비교적 안정 되었으며 주된 주기는 0.00563 sec로 확인 되었다. 따라서 284 kW(e)~303 kW(f)에서는 narrow gap 길이의 성장 없이 주기 변화만 나타났다. 입열량이 더욱 증가된 327kW(g)와 364 kW(h)의 경우 narrow gap이 소폭 더 길어 졌으며, 이로 인해 주파수 peak 변화 높이도 소폭 커진 것을 알 수 있다. 그러나 303 kW(f) 조건에서 안정되었던 주기가 입열량이 327 kW(g)로 증가되면서 매우 불안정하고 불규칙하였으며, 주된 주기는 약 0.01 sec를 나타내었다. 364 kW(h)에서는 길게 형성된 narrow gap이 유지되는 상태에서 용융물이 불규칙하게 재유입(붉은 점선 타원)되어 주파수 피크의 높이와 주기가 매우 불규칙하게 나타났다. 따라서 327 kW(g)~364 kW(h)에서는 narrow gap 길이가 더욱 증가되고 매우 불규칙한 주기 변화가 나타났다. 이러한 관찰 결과는 Watanabe[²⁰]의 연구에서 입열량 증가에 따라 peak의 높이가 증가된 후 주기가 증가되는 결과와 유사한 것으로 확인되었다. 따라서 고속카메라를 통해 분석한 narrow gap의 길이와 bridge의 생성 및 소멸, 이동 거동의 변화가 발진 주파수의 파형 변화로 나타나며 주파수 파형을 분석함으로써 현재 발생되고 있는 용접 현상을 해석할 수 있음을 다시 한번 확인할 수 있었다.

Watanabe[²⁰]의 연구에서는 발진기 주기 변화의 주파수를 SPL로 규정하고, 2종 용접 현상이 발생되는 영역에서 SPL이 최대값을 가지고 가장 안정적인 용접이 진행된다고 했다. 그러나 더욱 정밀한 용접 현상 분석을 위해서는 SPL 외에 발진 주파수 변화를 나타낼 수 있는 추가적인 정량적 지표에 대한 연구가 필요하다. 본 연구에서는 용접 현상 변화에 따른 발진 주파수 파형 분석을 통해 HF-ERW의 정량적인 해석을 위한 변수로 다음과 같은 세 가지 특성을 추출할 수 있었다. 초고속 카메라 촬영 사진과 일치하는 각 주파수 변화 구간을 비교 분석한 결과, peak 높이(peak prominence), 발진 주파수 주기, 특이 peak의 수(number of detected peak)에 따라 용접 현상이 변화하는 것으로 나타났으며, 그림 3에 입열량에 따른 각각의 변화를 나타내었다. 그림 3(a)에 나타낸 발진주파수의 peak 높이(peak prominence)는 narrow gap의 길이 변화를 나타내며 246 kW에서 266 kW 구간에서 급격히 증가한 후 큰 변화 없이 매우 서서히 증가하는 형태로 나타났다. 한편 발진주파수의 주기는 bridge의 생성 및 이동에 의해 결정된다. 따라서 이를 명확히 나타내기 위해 그림 3(b)에 1주기에 해당하는 단위 peak의 아래 면적을 계산하여 입열 강도(strength of heat input)로 나타내었다. 입열 강도는 narrow gap의 길이가 안정되는 266kW 까지는 큰 변화 없으나 주기가 증가되는 266 kW~284 kW에서 급격히 증가 후 입열량 증가에 따라 서서히 증가하였다. 그림 3(c)에 나타낸 특이 peak 수(number of detected peak)는 bridge 형성에 의해 전류 경로가 급격히 변화되는 것을 나타낸다. 특이 peak 수는 207 kW~226kW에서 매우 낮으며, 246 kW에서 증가하기 시작하고 266 kW에서 최대값을 나타낸 후 다시 급격하게 감소하였다. 따라서, narrow gap과 bridge가 형성되지 않는 207 kW~226 kW에서는 세 가지 특성값이 모두 낮으며, 입열량 증가에 따라 246 kW에서 narrow gap과 bridge의 이동이 발생되기 시작하고 266kW에서 narrow gap의 길이가 안정되면서 특이 peak의 수가 증가 된 후, 284 kW 이상에서 주기가 증가됨에 따라 입열 강도는 증가되고 특이 peak 수는 감소되는 현상이 나타났다. 이처럼 용접 현상의 변화에 따라 narrow gap의 형성 및 bridge의 이동 경향이 달라지고 그로 인해 나타나는 발진주파수의 파형도 달라지는 것을 확인 할 수 있으며, 서로 다른 양상으로 변화되는 세 가지 주파수의 특징을 조합하면 현재 일어나고 있는 용접 현상이 어떠한 현상인지 해석할 수 있다.

3.2 발진 주파수 변화와 용접성 개재물 생성 거동의 관계

각 용접 입열량에 따른 용접부의 광학 현미경 관찰 결과를 그림 4에 나타내었다. 입열량이 낮은 207 kW(a)와 226 kW(b)에서는 cold weld 현상[²²-²⁵]이 발생되었고, 입열량이 246 kW 이상인 (c)~(h)에서는 모두 정상 접합 되었다. (a)와 (b) 용접 현상은 그림 2에서 확인할 수 있듯이 narrow gap과 bridge의 형성 및 이동이 확인되지 않아 그림 3의 226kW 이하와 같이 낮은 peak 높이(peak prominence)와 낮은 입열 강도(strength of heat input), 적은 수의 특이 peak 수(number of detected peak)로 쉽게 구분할 수 있다. 반면 정상 접합 된 (c)~(h)는 모두 narrow gap 과 bridge의 형성 및 이동이 확인되어 용접 현상 변화에 따른 다양한 주파수 변화가 관찰되었다. 따라서 안정적인 용접을 위해서는 narrow gap과 bridge의 형성 및 이동이 수반되어야 한다. 이러한 용접 현상 변화는 육안 관찰이 어려우나, 발진 주파수의 파형을 디지털화하면 확인할 수 있다.

그림 5에는 입열량에 따른 용접부의 횡 방향 인장시험 결과를 나타내었다. 입열량이 226 kW 이하이면 cold weld로 인해 항복강도와 인장강도, 연신율 모두 매우 낮게 나타났다. 입열량이 246 kW 이상에서 정상 용접된 경우 항복강도와 인장강도의 큰 변화는 없으나, 연신율은 입열량 증가에 따라 약간 감소하는 경향을 나타내었다. 용접부 인장 시험 시, 용접부에 잔류하는 미세 개재물은 항복강도와 인장강도에는 큰 영향을 주지 않지만 개재물의 분포가 연속적이고 크기가 클수록 연신율은 낮아지는 것으로 알려져 있다[³⁷].

용접 현상 변화에 따른 용접 개재물의 조성 변화를 확인하기 위해 각 용접 조건이 적용된 샘플에 대해 EPMA 분석을 하였다. 각 성분의 농도는 색 변화를 통한 함량 변화 비교가 용이하도록 각 성분 별 color level을 통일하여 그림 6에 나타내었다. 입열량이 낮아(226 kW, #2) cold weld가 발생된 경우 O만 높게 나타나고 다른 합금 원소는 관찰되지 않았다. 246 kW(#3)에서는 용접 개재물로 판단되는 물질은 확인되지 않았으며, 266 kW(#4)부터 Mn, Si, Al이 관찰되어 각각의 산화가 시작되는 것을 확인할 수 있다. 또한 284 kW(#5) 에서 364 kW(#8)로 입열량이 증가함에 따라 Si, Al은 큰 변화가 없으나 Ti, Nb와 같은 미량 원소가 관찰되어 각각이 산화되면서 Mn, O 의 함량은 더욱 증가하였다.

그림 7에는 그림 6의 EPMA 분석 결과로부터 입열량 변화에 따른 각 위치의 평균 농도를 나타내었다. 이러한 개재물 성분의 농도 변화는 입열량 변화에 따른 용접 현상의 차이에 의한 것으로 판단된다. 207 kW(#1), 226 kW(#2)와 같이 용접 입열량이 적을 경우 용융 금속의 생성량이 적고, 이에 따라서 산화물의 배출이 용이하지 않아 비교적 넓은 영역에 Fe-O 계열의 개재물이 잔존한다[²²-²⁵]. 또한 Kim 등의 연구에 의하면 cold weld는 낮은 입열량으로 인해 양 끝단의 표면만 산화되어 FeO 상을 형성한 후 추가 산화 없이 빠른 속도로 냉각되기 때문에 다른 합금 원소들이 산화되지 않는 것으로 알려져 있다[¹²]. 반면 246 kW(#3)~364 kW(#8)의 경우, narrow gap이 형성되고 충분한 입열량이 주어짐에 따라 표면에 생성된 산화물이 척력에 의해 배출되면서 수 μm ~ 수십 μm의 미세한 개재물이 그림 6과 같이 용접부에 잔류하였다[²⁶-³¹]. Mn의 경우, 입열량 증가에 따라 용접 개재물 내 함량이 증가하였다. 이는 입열량 증가에 따라 다른 합금 원소 대비 1.24wt%의 비교적 높은 함량과 고른 분포를 가진 Mn의 용융량이 증가되고, 또 개재물 내 Mn의 농축량도 증가되기 때문으로 사료된다. 강 내 함량이 0.16 wt%인 Si은 bridge의 이동 주기가 증가하는 284 kW(#5)에서 약 10 wt%에 도달한 이후 큰 변화는 없었다. 그러나 0.1wt% 미만으로 첨가되어 있는 Nb과 Ti은 284 kW(#5) 이상의 입열량에서 개재물 내에서 관찰되었으나 입열량에 의한 경향은 확인되지 않았다.

그림 2의 주파수 변화에서 246 kW(#3)와 266 kW(#4)의 주파수 변화 기울기는 80~90°로 수직에 가깝고 그 기울기 값은 큰 변화가 없었다. 그러나 입열량이 284 kW(#5) 이상에서는 주파수 변화의 기울기가 바뀌었다. 그림 8에 그림 2의 284 kW(#5)~ 364 kW(#8)까지의 주파수 변화 일부분을 확대하여 나타내고 기울기를 빨간 점선으로 나타내었다. 각 조건의 기울기는 284 kW(#5)에서 65~80°, 303 kW에서 60~80°, 327 kW에서 50~80°, 364 kW에서 45~75°로 입열량이 증가함에 따라 점차 낮아지는 것을 확인할 수 있다. 주파수의 기울기 변화는 bridge의 이동 속도 변화를 나타내며, 각 조건 별 동일 용접 조건에서도 기울기는 불규칙하게 변했다. 이러한 이동 속도의 변화는 용 접시 용접부 주변에 분포되어있는 합금 성분의 영향을 받아 생성된 용접 개재물의 성분 차이에 의한 점도 차이 때문으로 사료된다. 기울기가 매우 가파른 246 kW(#3), 266 kW(#4)는 Mn과 Si의 함량이 낮은 저 융점 개재물[²⁷] 생성으로 점도가 낮아져 bridge의 이동 속도가 빨라진 것으로 생각된다. 그러나 Si 함량이 10wt%로 높아지는 284 kW(#5)에서부터 주파수의 기울기가 불규칙하였다. 일반적으로 슬래그 내 SiO₂ 함량이 증가하면 점도도 급격히 증가하는 것으로 알려져 있다[³²]. 또한 284 kW (#5)에서 364 kW(#8)로 입열량이 증가함에 따라 Mn 및 O의 함량이 증가하고 개재물 내 MnO 함량의 증가는 개재물의 융점을 높이게 된다[³⁷]. 기타 미량 합금 원소(Ti, Nb, Al 등)는 강 내에 불규칙하게 분포되어 있으며 이러한 미량 원소가 개재물 내에 불규칙하게 혼입됨에 따라 점도 및 bridge의 이동 속도도 불규칙하게 변화되는 것으로 판단된다. 용접 현상 변화에 따라 생성되는 다원계(Mn-Si-Al-Ti-Nb-O) 개재물의 점도에 대해서는 추가적인 연구가 필요하다. 303 kW(#6)의 경우 각 peak간의 아래 면적인 입열 강도(strength of heat input)의 편차가 비교적 안정적이나, 287 kW(#5), 327 kW(#7), 364 kW(#8)의 경우 입열 강도가 상당히 불규칙한 것을 볼 수 있다. 이와 같은 입열 강도의 편차는 bridge의 생성 및 이동이 불규칙함을 나타내고, 불안정한 용접 현상이 발생됨에 따라 용접 개재물이 잔류할 확률이 높아진다. 따라서 그림 5와 같은 #5, #7, #8의 연신율 하락이 발생한 것으로 판단된다.

그림 9에 cold weld가 발생된 #2의 EBSD 분석 결과를 나타내었다. (a)의 band contrast 사진을 보면, 중앙부에 결정성의 상대적인 차이를 보여주는 밝은 영역이 관찰된다. 또한 해당 입계들과 주변의 입계들이 금속적 결합을 이루지 않은 것을 볼 수 있다. (b)에서 확인 할 수 있듯이 결함이 발생 된 영역은 대부분 FCC 구조를 나타낸다. 이는 용접 시 고온에서 결합된 산소 원자에 의한 Fe 격자의 변형 및 고온에서의 FCC 상 안정화[³³-³⁶] 이후 낮은 척력에 의해 개재물이 원활하게 배출 되지 못하고 잔류한 것에 기인한다. (d)의 커널 평균 방위차(kernel average misorientation, KAM)에 의하면 결함부 내부 및 주변으로 비교적 높은 잔류응력이 잔류하는 것을 알 수 있다. 따라서 이러한 cold weld는 그림 5에 나타낸 인장강도와 같은 기계적 물성을 저하시키는 주요 요인이 된다.

그림 10에는 입열량이 266kW 이상에서 정상 용접 시 잔류하는 미세 개재물의 EBSD 결과를 나타내었다. (a)와 (b), (c) 의 커널 평균 방위차(KAM) 분석 결과, 그림 9(d)와 달리 모든 경우에 결함부 주변에서의 잔류응력은 낮은 것으로 나타났다. 이러한 낮은 잔류응력으로 인해 그림 5에 나타낸 항복강도 및 인장강도에 큰 변화가 없는 것으로 판단된다. 따라서 수 μm ~ 수 십 μm 의 미세 개재물의 불연속적인 잔류는 강도에 큰 영향을 미치지 않는 것을 알 수 있다. (d)와 (e), (f)의 IPF 분석 결과에서 모든 경우의 개재물이 결정립의 경계면에 분포되어 있었다.

ERW 용접 시 개재물의 잔존은 소재의 연신율을 하락 시키는 것으로 알려져 있다.[³⁷] 따라서 불규칙한 입열 강도(strength of heat input)로 인해 개재물이 크고 연속적이거나 개재물이 차지하는 면적이 넓어지면 입계들과 더 많은 비정합 계면이 형성되어 연신율의 감소에 영향을 줄 수 있을 것으로 사료된다.