2.1 사용 재료

본 연구에서 사용된 적층 소재는 MK Corp. (Incheon, Korea)에서 Gas atomizing 방식으로 제작한 AISI 316L 분말이다. 모재는 AISI 316L 압연판재를 가공하여 67 × 9 × 3 mm³ 크기의 직육면체로 제작하였으며, 한쪽 방향의 길이를 길게 하여 해당 방향으로의 변형을 쉽게 관찰할 수 있도록 설계하였다. L-DED 적층 실험에 사용된 AISI 316L 분말과 모재의 조성은 표 1에 나타내었다.

2.2 실험 설계

적층제조 실험에 앞서, 잔류응력으로 인해 발생되는 모재의 변형을 가시적으로 관찰하기 위해 그림 1 (a)와 같이 실험 장치를 구상하였다. 실험 장치의 구성 요소는 적층 할 모재 (그림 1(b)), 하부 구속장치 (그림 1(c)), 그리고 모재를 고정시켜 변형을 억제할 상부 구속장치 (그림 1. (d)) 로 구성하였으며 지그는 열 변형을 잘 견딜 수 있도록 SKD61 강재를 사용하여 제작하였다.

본 연구에서 사용한 L-DED 장비는 최대 500 W의 레이저 출력을 가지며, laser spot size 0.3 mm의 Ytterbium Fiber Laser를 장착한 MX-Lab (InssTek Inc. Korea)를 사용하였다. 적층 공정 중 모재는 고정장치에 고정되어 레이저 및 적층으로 인한 열변형이 억제되었으며, 적층이 완료된 후 고정을 해제함으로써 잔류응력에 의해 발생하는 변형을 관찰할 수 있도록 하였다. 각 조건들의 모재의 변형 정도를 비교하기 위해 height gage (Absolute Digimatic Height Gauge 0-300 mm, Mitutoyo, Japan)을 이용하여 변형된 AISI 316L 시편의 한 끝의 변위를 그림 2와 같이 측정하여, L-DED 공정 중 고정 상태에서 열응력에 의해 축적된 잔류응력은 고정을 해제할 때 변형으로 나타나며, 이를 변위 측정을 통해 정량적으로 평가하였다. 측정된 변위는 유한요소 해석을 통해 예측된 응력 분포의 타당성을 검증하는 데 활용되었다.

그림 3에 본 실험에서 사용된 적층 전략을 나타내었다. 레이저 스캔 방향에 따른 시편 변형량의 차이를 비교하기 위해 일방향 스캔의 경우 X 축 방향으로 적층이 진행되는 X축 일방향 스캔 (그림 3(a))과 Y축 방향으로 적층이 진행되는 Y축 일방향 스캔(그림 3(b))을 사용하였으며, 한 층마다 적층 방향이 90°씩 바뀌며 진행되는 90° 틸팅 스캔 (그림 3(c))을 사용하여 스캔 방향이 복합적으로 작용할 때 변형량의 변화를 확인할 수 있도록 하였다.

시험편의 적층에 사용된 공정변수 조건을 표 2에 나타내었다. 선행 연구[¹⁷]를 참고하여 해치간격과 층 두께를 각각 0.3 mm와 0.2 mm 로 고정하였으며, 가장 이론 밀도에 근접하면서 적은 기공률을 보이며 key-hole 결함의 형태를 보이지 않게 하기 위해 레이저 출력값 및 분말 공급량을 200 W, 2.3 g/min 으로 고정하였다.

3.1 시편 조직 관찰

그림 4에 시뮬레이션 모델링에 앞서, 적층이 완료된 시편의 평균 층 두께와 모재의 용융풀 깊이를 확인하기 위해 시편을 절단한 후 광학현미경(optical microscope, OM, AxioLab 5, ZEISS, Germany)을 통해 관찰된 시편의 OM image를 나타내었다. 그림 4(a)는 시편의 단면을 50배율로 관찰한 전체 이미지를 나타낸 것이다. 시편은 잔류응력에 의해 휘어진 상태이며, 열연 과정으로 제작된 모재에서는 연신에 의해 생긴 열연 띠가 뚜렷하게 관찰되었다. 또한 시편의 적층부에는 비드가 형성되어 있었으며, 모재 용융풀의 깊이는 대략 0.3 mm임을 확인할 수 있었다. 그림 4(b)는 적층 된 부분의 비드를 확인하기 위해 100 배율로 관찰한 시편의 적층부 부분 이미지이다. 비드의 크기를 확인하였을 때, 평균 층 두께가 대략 0.2 mm이며, 기판의 상단부가 재용융되는 두께는 대략 0.2 mm임을 확인하였다.

3.2 시뮬레이션 모델 격자 설정 및 모사 방법

본 연구에서는 L-DED 공정 중 발생하는 열응력 및 이에 따른 소성변형 거동을 정량적으로 분석하기 위해, TGM (Thermal Gradient Mechanism) 효과를 고려하였다. 적층 공정 초기에 형성되는 첫 번째 층의 용융풀 바로 아래에 위치한 기판 상부는 매우 높은 온도에 노출되는 반면, 기판 하부는 상대적으로 낮은 온도를 유지하게 된다. 이와 같은 급격한 온도 구배는 기판 상부의 열팽창을 하부가 제약하게 되며, 이로 인해 상당한 열응력이 유발되고 기판 상부에는 국부적인 소성변형이 발생한다고 알려져 있다. 이러한 열 기계적 거동을 모사하기 위해, Kim 등의 연구[¹⁰]의 모델을 참고하여 소성변형이 발생하는 영역에 가상의 열팽창을 인위적으로 부여한 후 이를 역산하는 방식으로 실제 공정 중 열 구배로 인해 발생하는 소성변형을 모델에 반영하였으며, 이를 통해 TGM 효과를 해석하였다. 해당 시뮬레이션은 상용 유한요소해석 프로그램인 ANSYS V24 (ANSYS Inc., Canonsburg, PA, USA)의 Ansys Parametric Design Language (APDL)를 활용하여 수행되었으며, 모델의 기하학적 구조와 유한요소 격자는 그림 5에 나타내었다.

해석 모델에서는 층별 두께와 모재 용융 깊이를 OM 사진에서 측정된 값에 따라 각각 0.2 mm, 0.3 mm로 설정하였다. 또한, 적층에 의한 온도구배 효과를 모사하기 위해 TGM부의 크기를 0.5 mm로 설정하였다. 실제 기하학적 형태의 1/4만 설계한 후 X 및 Y 방향 대칭 면을 설정하여 동일한 결과를 유지하면서 해석 시간을 단축하였다. 층의 두께 방향 격자는 0.05 mm 크기의 매우 조밀한 격자로 설정하였으며, 해석에 사용된 격자와 노드의 수는 각각 7,780 및 40,838이다. 시뮬레이션 모델에 적용된 재료 물성치는 다음과 같다. 모재의 기계적 특성은 인장시험 결과를 토대로 탄성계수 170 G Pa, 항복강도 220 MPa, 인장강도 630 MPa로 설정하였으며, 적층재의 기계적 특성은 선행 연구[¹⁷]를 참조하여 탄성계수 200 GPa, 항복강도 430 MPa, 인장강도 640 MPa로 설정하였다.

적층 제조 공정 중 발생하는 입열과 냉각 과정을 모사하기 위해 “element birth & death” 해석 기법[⁸]을 사용하였으며, 그림 6에 개략도를 나타내었다. 시뮬레이션이 시작하기 전, 시편의 적층부를 나타내는 모든 요소에 매우 낮은 강성 값을 할당하여 해당 요소들을 비활성화 시킴으로써, 해당 스텝에서 적층되지 않은 층이 적층 된 부분의 응력 상태에 영향을 미치지 않게 하였으며, 모델의 TGM 부의 온도를 상승시켜 인위적인 열 변형률 ε_TGM을 인가한 후 다음 스텝에서 열 팽창을 제거함으로써, TGM 효과로 인한 변형을 고려하였다. 첫 번째 스텝에서, 첫 번째 층이 열 변형이 인가된 상태로 활성화됨과 동시에 모재의 용융부에 해당하는 요소 또한 활성화하여 첫 층이 적층되는 단계에서 레이저로 인해 모재 또한 용융되는 것을 모사하였다. 모재의 용융부와 적층된 각 층을 순차적으로 모사하기 위해 용융부 및 직전 층의 온도를 상온으로 냉각한 후 다음 층을 활성화하는 과정을 마지막 스텝까지 반복하여 적층과정을 모사하였다.

적층제조 공정에서 모재와 적층층간의 온도 구배에 의해 발생하는 열 변형을 나타내기 위해 TGM 효과로 인한 열 변형률 ε_TGM 과 각 적층층의 입열로 인한 열 변형률 ε_Layer 를 통해 적층 공정 중 누적되는 변형과 잔류응력의 크기를 조절하였다. 실험으로 관찰된 변형결과를 잘 나타낼 수 있는 최적의 모델 파라미터를 산출하기 위해 ε_TGM 과 ε_Layer 를 각각 0.5-2.0 % 범위에서 0.1 % 단위로, 0.05-0.20% 범위에서 0.01 % 단위로 변화시켜가며 실제 시험편의 변형 측정결과와 비교하였다. ε_TGM은 재료의 모든 방향에 대해 등방성을 갖도록 설정되었으며, 스캔 전략에 따른 적층재의 변형을 모사하기 위해 ε_Layer를 스캔 전략에 따라 나누어 그림 7과 같이 설정하였다. 일방향 적층 전략의 경우 모든 적층 되는 층에 동일한 ε_Layer를 적용시켜 등방성을 갖도록 하였으며, 90° 틸팅 적층 전략의 경우 홀수층에서는 X 축 일방향 스캔전략을 가장 잘 예측하는 파라미터를, 짝수층에서는 Y 축 일방향 스캔전략을 가장 잘 예측하는 파라미터를 설정하여 스캔 전략에 따른 변형을 예측할 수 있도록 하였다. X축 일방향 적층 전략으로 제작된 홀수층 에는 X축 일방향 스캔 실험을 통해 얻은 수축률 ε Layer X 를 X방향에, Y축 일방향 스캔 실험을 통해 얻은 수축률 ε Layer Y 를 Y방향에 적용하여 이방성을 구현하였다. 마찬가지로, Y축 일방향 적층 전략으로 제작된 짝수층에는 Y축 일방향 스캔 실험값 ε Layer Y 를 X방향에, X축 일방향 스캔 실험값 ε Layer X 를 Y방향에 적용하였다.

4.1 휴지 시간에 따른 변형 비교

그림 8에 X축 일방향 스캔전략을 적용하고 스캔속도를 1,200 mm/min로 고정한 조건 하에서 층간 휴지시간에 따른 시편의 변형 거동을 비교한 결과를 나타내었다. 변형된 모재의 양 끝 부분 높이를 측정함으로써 얻어낸 시편의 변형량을 비교한 결과, 적층 높이가 높아질수록 시편의 변형량은 증가하는 경향을 보였다. 이는 L-DED를 통해 적층되는 과정에서 반복적인 입열과 냉각으로 인한 열 응력 축적으로 인하여 변형량이 증가하였기 때문으로 예측된다. 또한, 휴지시간이 증가할수록 모재의 변형량이 점차 증가하는 경향을 보였으며 이는 휴지시간이 길어질수록 다음 층 적층 전 충분한 냉각이 이루어져 기존 적층 층과 신규 적층 층 간의 온도 구배가 커지게 되어 발생한 열 수축 불균형이 잔류응력 증가로 이어진 것으로 해석된다[¹⁹]. 휴지시간이 없는 1200X-0 시편은 적층 된 층수 증가에 따른 변형이 상대적으로 완만하게 나타났다. 이는 연속 적층 과정에서 인접층의 재가열에 의해 기존 층에 축적된 잔류응력이 부분적으로 풀림 되었기 때문으로 판단된다[¹⁸,¹⁹].

적층 두께 변화에 따른 변형 거동을 살펴보면, 1200X-10 및 1200X-30 시편에서는 적층 두께가 증가함에 따라 변형량 증가폭이 완화되는 반면, 1200X-0 시편에서는 적층 두께 증가에 따라 오히려 변형량이 증가하는 양상을 보였다. 이는 적층 두께가 0.4–0.8 mm 범위에서는 열 분산 경로가 제한되어 충분한 재가열이 발생하고 풀림 효과가 크게 나타나는데 반해, 0.8–1.2 mm 범위에서는 열이 기존층으로 분산되어 재가열이 제한되고 풀림 효과가 감소한 결과로 해석된다.

4.2 스캔 속도에 따른 변형 비교

휴지시간이 없을 때 발생하였던 재가열에 의한 부분 풀림 효과를 배제하기 위해 한 층당 30초의 휴지시간을 부여한 조건에서 X축 일방향 스캔전략을 적용하고 레이저 스캔속도를 변화시켜 적층 된 시편의 변형 거동을 비교한 결과를 그림 9에 도시하였다. 세 조건 모두 적층이 진행됨에 따라 시편의 변형량은 선형적으로 증가하는 경향을 나타냈다. 스캔속도에 따른 변형량을 비교한 결과, 레이저 스캔속도가 증가할수록 시편의 전체 변형량은 감소하였다.

일반적으로 스캔속도가 증가하면 냉각속도 상승 및 변형 이력 변화로 인해 잔류응력이 증가할 수 있다는 보고가 있으나[²⁰,²¹], 본 실험에서는 스캔속도 증가에 따라 체적에너지밀도(Volumetric energy density, VED)가 감소하여 소재에 전달되는 열적 부하가 줄어들고 열영향부의 크기가 축소하게 됨으로써 오히려 잔류응력이 감소한 것으로 판단된다[²²,²³]. 이러한 상반된 메커니즘은 공정 조건이나 적층 규모에 따라 달라질 수 있으나, 본 연구에서와 같이 높은 레이저 출력을 가지며 상대적으로 두꺼운 층을 형성하는 L-DED 공정의 경우, L-PBF에 비해 열이 인접부로 더욱 효과적으로 전도되고, 층 간에 열축적이 쉽게 발생한다고 알려져 있다. 따라서 이러한 조건에서는 스캔속도 증가로 인한 VED 감소가 시편 내 잔류응력 형성에 더 큰 영향을 미치는 지배적인 요인으로 작용한 것으로 해석된다.

4.3 스캔 전략에 따른 변형 비교

그림 10은 한 층당 30초의 휴지시간을 부여하고, 스캔속도를 1,200 mm/min로 고정한 상태에서 서로 다른 레이저 스캔 전략에 따라 적층 된 시편들의 변형 거동을 비교한 결과이다. 1200X-30 시편의 변형량이 다른 스캔 전략 대비 더 크게 나타난 것은, X축 일방향 스캔 시 개별 스캔 경로가 길어 장주기 스캔이 이루어지기 때문이다. 이로 인해 X축 방향으로 인장·압축 응력이 집중되고, 적층재 양단에서 응력 집중 현상이 발생한 것으로 해석된다. 반면, Y축 일방향 스캔에서는 개별 경로 길이가 짧아 레이저가 짧은 주기로 방향을 전환함으로써 열 축적이 상대적으로 적고 냉각이 균일하게 이루어진다. 따라서 국소적인 협소 영역에서만 열수축이 유도되어 시편의 길이방향으로의 변형이 작게 나타난 것으로 판단된다. 적층 공정 중 시편 내에 발생한 응력 및 잔류응력으로 인해 유발된 변형은 적층된 층 수가 증가함에 따라 점진적으로 증가하는 경향을 보였다. 이는 적층이 진행될수록 시편 내 잔류응력이 누적되었기 때문으로 해석된다.

스캔 전략별로 적층 층수 증가에 따른 변형량 변화를 비교한 결과, X축·Y축 일방향 스캔에서는 층수 증가에 따라 변형량 증가는 점차 완만해진 반면, 90° 틸팅 스캔에서는 적층이 진행될수록 변형량 증가폭이 확대되었다. 이는 초기 적층 단계에서 교차 스캔에 의한 응력 상쇄 효과가 지배적이지만, 적층 높이가 높아짐에 따라 각 층에 축적된 잔류응력이 상쇄 효과를 능가하여 누적 거동이 우세해진 결과로 해석된다. 실제로 홀수층(X축 스캔)에서는 상대적으로 큰 변형이 발생하고, 짝수층(Y축 스캔)에서는 일부 상쇄가 일어나지만, 반복 적층 시 상쇄 효과가 점차 약화되어 누적 응력이 주요 변형 인자로 작용하였을 것으로 추측된다. 또한, 적층이 진행될수록 기판의 기계적 구속력보다 적층 부 자체의 구조적 영향이 우세해지면서 초기에는 억제되었던 응력이 점차 분산되고, 이로 인해 전체 변형이 더욱 증가된 것으로 판단된다.

4.4 응력 형성 거동

본 연구에서는 TGM 효과에 따른 열변형률 파라미터 ε_TGM와 적층 층별 열 변형률 파라미터 ε_Layer를 독립 변수로 설정하여, 각각이 적층 중 시편의 변형 거동에 미치는 영향을 분석하였다. ε_TGM 값은 0.5%에서 2.0%까지 0.1 % 간격으로 변화시켜 시뮬레이션을 수행하였으며, 그 결과 ε_TGM 이 1.0 %보다 작은 경우에는 TGM부의 초기 기저 변형이 과소 예측되어 전체 변형량이 실험 결과보다 작게 나타났다. 반면, 1.0 % 보다 큰 경우에는 변형량이 과도하게 예측되어 기판 상부 응력 집중이 비현실적으로 증가하는 경향을 보였다. 따라서 ε_TGM = 1.0% 조건에서 실험 결과와 가장 우수한 일치를 나타내었으며, TGM 효과에 의한 기판의 열 기계적 반응을 적절히 모사할 수 있는 파라미터로 판단된다.

ε_Layer의 경우, 0.05 – 0.20 % 범위에서 변화시킨 결과, 공정 조건에 따라 최적의 값이 달리 나타났다. 900X-30, 1080X-30, 1200X-30 조건에서는 각각 ε_Layer = 0.18 %, 0.15 %, 0.13 %에서 실험 결과와 가장 근접한 변형 거동을 재현할 수 있었으며, 1200Y-30 조건에서는 ε_Layer = 0.09 %가 가장 우수한 정합성을 보였다. 이는 스캔 속도 및 스캔 방향에 따라 층별 열 변형률의 영향을 달리 반영할 필요가 있음을 시사한다. ε_TGM이 증가할수록 시편 전체의 최종 변형량은 증가하는 경향을 보였으나, 적층이 진행됨에 따라 단계별로 추가되는 변형량은 점차 감소하는 양상을 나타낸 반면 ε_Layer의 증가는 적층이 진행됨에 따라 누적 변형량과 단계별 변형량 모두를 지속적으로 증가시키는 결과를 나타냈다. 이러한 결과는 ε_TGM이 적층 초기의 열영향에 따른 기저 응력 상태를 설정하는 파라미터로 기능하는 반면, ε_Layer는 적층이 진행됨에 따라 누적되는 변형을 지배하는 주요 인자임을 의미한다.

그림 11(a)는 시편에 발생한 변형을 10배 과장하여 시각화한 이미지이며, 그림 11(b)는 적층 된 총 층 두께에 따른 시편의 변형 정도를 비교한 그래프이다. 첫 적층 이전에 형성된 TGM부는 ε_TGM에 따른 열팽창으로 인해 강한 인장응력을 발생시키며 시편의 초기 변형을 유도하였다. 이후 레이저 열원이 제거되면서 기판은 수축하게 되었으며, 이러한 팽창-수축 과정은 시편의 초기 변형 거동에 큰 영향을 준 것으로 판단된다. TGM 효과로 인해 유도된 높은 등가 열응력은 적층이 진행되며 냉각되었음에도 불구하고, TGM부에서는 지속적으로 유지되었고, 이는 후속 적층 층의 형상에도 영향을 미쳤다. 실제로 그림 11(b)에서 확인할 수 있듯, 적층 층 수가 증가할수록 시편의 전체적인 변형 역시 점차적으로 증가하는 경향을 확인할 수 있었다.

4.5 실험 및 시뮬레이션 결과 비교

본 연구에서 모든 시편 조건에 대해서 TGM 구간의 열 팽창에 의한 변형을 가장 잘 모사한 파라미터는 ε_TGM = 1.0 % 이었다. 그림 12은 스캔 전략과 휴지시간을 고정한 상태에서 레이저 스캔속도 변화에 따른 시편의 변형에 대한 적층 실험 결과와 유한요소 해석 결과를 비교한 것이다. 실선은 실험에서 측정된 변형을, 점선은 시뮬레이션을 통해 예측된 결과를 나타낸다.

900X-30 시편은 ε_Layer = 0.18 %에서 평균 오차율 대략 2.3 %를 보였고, 1080X-30 시편은 ε_Layer = 0.15 %에서 1.3 %, 1200X-30 시편은 ε_Layer = 0.13 %에서 2.0 %의 오차율을 나타냈다. 시뮬레이션 결과에 따르면 ε_Layer는 레이저 스캔속도가 60 mm/min 증가할 때마다 대략 0.01 % 씩 감소하는 경향을 보였으며, 이는 스캔속도 상승에 따른 VED 감소가 열 수축 응력을 완화시켜 변형이 줄어든 효과가 반영된 것으로 해석된다.

시뮬레이션을 통한 잔류응력 분포 예측 결과를 그림 13에 나타내었다. 실험 결과를 가장 잘 근사하는 조건인 ε_Layer = 0.13 %에서 1200X-30 시편의 X축 방향 수직응력 분포를 모재 최 하단부부터 적층 최상층까지 도시한 결과를 그림 13. (a)에 나타내었다. 적층 이전 TGM부위에는 강한 인장응력이, 그 아래 모재에는 압축응력이 형성되었으며, 적층이 진행됨에 따라 TGM부위의 인장응력은 점차 감소하고 모재의 압축응력은 점진적으로 증가하였다. 초기 용융부의 인장응력 또한 적층과 냉각이 반복되면서 완화되었고, 기존 층에 형성된 응력은 다음 층 적층 후 점차 감소했으나, 최상층에서는 냉각 구속 효과로 인해 인장응력이 다시 증가하는 거동을 보였다. 이러한 응력 거동은 각 층의 가열·냉각 사이클과 열수축 구속 상호작용에 기인한 것으로 추측된다. 적층 완료 후 스캔속도별 X축 수직응력 응력 분포를 그림 13. (b)에 제시하였다. ε_Layer 값에 따라 등가응력은 대략 255 MPa(0.18 %), 230 MPa(0.15 %), 210 MPa(0.13 %)로 예측되었으며, 동일 위치의 X축 방향 응력은 각각 대략 290 MPa, 250 MPa, 230 MPa로 산출되었다. TGM부 하부에는 대략 –380 MPa, –360 MPa, –350 MPa 수준의 강한 압축응력이 인가되었다. ε_Layer 가 작아질수록 전체 응력 레벨이 낮아진 것은 스캔속도 증가에 따른 체적 에너지 밀도의 감소와 그로 인한 열 수축 응력 완화 효과를 잘 반영한 결과로 판단된다.

그림 14는 레이저 스캔 전략에 따른 시편의 변형 및 응력 형성을 나타낸 것이다. 그림 14. (a)는 레이저 스캔 전략에 따른 시편의 변형에 대한 적층 실험 결과와 유한요소 해석 결과를 비교한 것이다. 실선은 실험에서 측정된 변형을, 점선은 시뮬레이션을 통해 예측된 결과를 나타낸다.

X축 및 Y축 일방향 스캔 전략에 대해 ε_Layer를 각각 0.13 %와 0.09 %로 설정한 결과, 평균 오차율은 각각 2.0 %와 2.3 %로 분석되었다. 한편, X축 스캔 파라미터와 Y축 스캔 파라미터를 교차 적용한 90° 틸팅 스캔 전략에서는 두 일방향 스캔 전략의 중간 정도의 결과값을 보이며, 평균 오차율은 대략 1.7 %를 기록하였다. 이는 혼합된 스캔 경로가 응력의 방향성을 효과적으로 분산시켜 변형을 저감하는 메커니즘을 본 모델이 적절히 모사하고 있음을 시사한다.

시뮬레이션을 통한 90° 틸팅 스캔 전략의 잔류응력 분포 예측 결과와 적층이 완료되었을 때 형성되는 X 축 방향 수직응력 및 등가응력을 그림 15에 나타내었다. 1200T-30 조건에서 모재 최하단부부터 적층부 최상층까지의 X축 방향 수직응력 분포를 그림 15(a)에 도시하였다. 첫 번째 층이 적층 되기 전까지는 일방향 스캔 모델과 동일한 응력 분포를 보였으나, 적층이 진행됨에 따라 홀수층에서 응력값이 증가하고 짝수층에서 감소하는 진동 양상이 관찰되었다. 이는 짝수층의 낮은 열 변형률로 인한 응력 형성 감소와, 층 반복 시 열 변형률 차이에 따른 진동 주기가 일방향 스캔 대비 확대된 결과로 해석된다. X 축 방향 수직응력과 등가응력을 확인한 결과를 그림 15(b)에 나타내었다. 시편의 최상층에서는 등가응력이 210 MPa, X 축 방향 수직응력이 190 M Pa 수준으로 나타나 두 응력의 크기 및 위치가 유사하였다. 이는 본 해석 모델에서 X 축 방향 응력이 전체 응력장에 주요하게 작용함을 보여준다. 또한 TGM 하부 영역에는 약 -300 MPa 수준의 압축응력이 형성되어 있는 것을 확인할 수 있었다.

그림 16에 FEM을 통해 예측한 스캔 전략 조건에 따른 X축 방향의 응력 분포를, 시편의 모재 최하단부로부터 적층부 최상층까지 나타내었다. 최상층부의 X축 방향 수직응력은 1200X-30 조건에서 230 MPa로 나타났으며, 1200Y-30 및 1200T-30 조건에서는 거의 동일하게 190 MPa의 응력이 형성되었다. 1200Y-30 및 1200T-30 조건에서 최상층부의 잔류응력이 거의 동일하게 나타난 것은, 마지막 층 적층 직후의 응력이 추가적인 가열이나 응력 재분포 과정 없이 그대로 잔류하였기 때문으로 해석된다. 1200T-30 조건에서는 홀수 층에 해당하는 응력이 1200X-30 조건보다 더 크게 나타나는 것이 확인되었다. 이는 스캔 방향을 교차시킴에 따라 각 층 적층 시 서로 다른 변형 이력이 누적되었기 때문으로 추정된다. 90° 틸팅 스캔 전략의 경우, 짝수 층 적층 시에는 ε_Layer = 0.09 %가 적용되어 상대적으로 적은 수축 변형이 발생하는 반면, 홀수층에서는 ε_Layer = 0.13 %가 적용되어 더 큰 수축 변형이 발생하게 된다. 이로 인해 각 층 간 수축 변형이 균일하지 않게 되어, 전체 층이 균일하게 수축하는 X축 일방향 스캔 전략 대비 더 큰 응력이 발생한 것으로 판단된다.

90° 틸팅 스캔 전략에서의 응력 분포 진폭이 일방향 스캔 전략에 비해 크게 나타난 이유는 이와 같은 비대칭적인 열 수축으로 인해 응력의 방향적 불균형은 다소 완화되나, 특정 층 혹은 위치에서의 응력 변동은 오히려 증가할 수 있기 때문이다[²⁴,²⁵]. 이러한 특성으로 인해 90° 틸팅 스캔 전략에서는 일방향 스캔 전략에 비해 잔류응력의 차이 더 크게 나타난 것으로 사료된다.

한편, 1080X-30 시편의 변형을 가장 잘 모사한 ε_Layer = 0.15 % 파라미터를 적용한 모델에서의 잔류응력(250 MPa)은, Kim 등의 연구[¹⁰]에서 동일한 열 변형률을 적용하여 L-PBF 적층 공정 중 예측된 잔류응력(300 MPa)에 비해 낮은 값을 나타냈다. 이는 동일한 열 변형률을 가정하였음에도 불구하고, 공정 방식에 따른 응력 발생 메커니즘에 차이가 존재함을 의미한다. 특히, L-PBF 공정에서는 응력 완화 처리를 하지 않을 경우 최대 540 MPa의 높은 응력이 형성되었으며, 절단 이후에도 200-250 MPa 수준의 잔류응력이 시편 최상층에 남아 있는 것으로 보고되었다[¹⁰]. 이러한 차이는 공정 조건 및 변형 이력의 차이에 기인한 것으로 판단된다. L-PBF 공정은 800 mm/s의 높은 스캔 속도, 0.05 mm의 얇은 층 두께, 그리고 0.1 mm의 좁은 해치 간격으로 인해 L-DED 공정보다 훨씬 빠르게 적층이 진행되며, 이로 인해 더 급격한 국부 냉각과 열 구배가 형성된다고 알려져 있다. 또한, Kim 등의 연구[¹⁰]에서는 본 연구의 적층 높이(1.2 mm)보다 2-8배 높은 적층 두께를 사용함으로써, 응력의 반복적인 누적으로 인해 최상층부에 더 큰 잔류응력이 형성되었을 것으로 판단되며, L-PBF 적층 시 L-DED 보다 더 미세한 용융 풀과 높은 냉각속도로 인한 결정립 미세화로 인해 항복강도가 다소 높은 경향을 보이는데[¹⁶,¹⁷], 이러한 물성 차이가 잔류응력에 영향을 미쳤을 것으로 추측된다.

그림 17에 스캔속도별 정수압 응력 분포를 Z축 방향 위치별로 도시하였다. 정수압 응력은 체적 평균 응력을 나타내며, 양의 값은 인장, 음의 값은 압축 상태를 의미한다. 세 조건 모두 상부 적층부에서는 인장 상태, 하부 기판에서는 압축 상태의 응력이 존재함을 확인할 수 있으며, 최상층에서의 정수압 응력은 900X-30, 1080X-30, 1200X-30 각각 약 165, 150, 140 MPa로 스캔 속도가 증가함에 따라 감소하지만 그 크기 변화는 미미한 것으로 나타났다. TGM 하부 모재 영역에서는 스캔 속도와 관계없이 약 -200 MPa의 압축응력이 형성됨을 확인할 수 있었다. 그림 18에는 스캔 전략별 정수압 분포를 Z축 방향 위치별로 나타내었다. 최상층에서는 약 1 40 M Pa 수준의 인장응력이, TGM 하부 모재 영역에서는 약 -200 MPa 수준의 압축응력이 관찰되었다. 이는 세 적층 전략 간 정수압 응력의 차이가 크지 않다는 것을 나타내며, 스캔 방향의 변화가 응력 이방성에는 기여하나 전체 응력 수준에는 큰 영향을 미치지 않는다는 것을 의미한다. 그림 17과 그림 18 모두에서 상부의 인장응력과 하부의 압축응력 분포 차이는 적층 중 적층부의 열수축에 의한 효과와 바닥부 고정에 의한 구속 효과가 동시에 작용한 결과로 해석된다.

본 모델은 실제 스캔 경로 및 열원의 시간적 이동에 따른 상세 열이력을 ε_Layer 값의 차이로써 간략화하여 계산효율성과 반복 해석의 용이성을 확보할 수 있다는 장점이 있으며, 시뮬레이션 결과는 열 변형률 파라미터를 이용하여 공정변수들에 따른 응력 형성 거동을 일정 부분 재현할 수 있음을 보여주며, 물리적 거동을 수치적으로 단순화하여 해석하는 모델링 전략의 유효성을 시사한다. 그러나, 이러한 단순화 방식은 국부적 열 구배에 의한 응력 분포의 세부 차이를 완전히 재현하기에는 한계가 존재한다. 향후 연구에서는 실제 스캔 경로와 열 이력이 반영된 열-구조 연계 해석수행을 통하여 모델의 신뢰성을 검증하고, 국부적 잔류응력 분포의 예측 정확도를 향상시킬 예정이다. 본 연구에서 사용된 시뮬레이션 모델은 적층 스캔 속도나 물리적 스캔 경로를 직접적으로 구현하고 있지는 않으나, 스캔 속도 변화로 인한 체적에너지 밀도 변화와 시편의 스캔 경로 변화로 인한 변형 이력이 ε_Layer 값의 차이로 간접 반영된 것으로 해석된다. 이러한 결과는 열 변형률 파라미터 하나만으로도 스캔 전략에 따른 응력 형성 거동을 일정 부분 재현할 수 있음을 보여주며, 물리적 거동을 수치적으로 단순화하여 해석하는 모델링 전략의 유효성을 시사한다.