The Journal of
the Korean Journal of Metals and Materials

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Research Paper

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Korean Journal of Metals and Materials

Korean J. Met. Mater. Vol. 63, No. 11, p.887-895

ISSN (print) :

1738-8228

ISSN (online) :

2288-8241

Received : 7 July 2025Accepted : 12 August 2025

DOI :

10.3365/KJMM.2025.63.11.887

Publisher ID :

kjmm-2025-63-11-887

초저입열 싱글모드 파이버 레이저 및 CET 이론을 연계한 일방향응고 247LC 초내열합금의 국부 무균열 용접 메커니즘

Localized Crack-Free Welding for DS 247LC Superalloy Correlated with Single-Mode Fiber Laser and CET Theory

신민창 (Min-Chang Shin) ¹ 천은준 (Eun-Joon Chun) ¹^{^*}

국립부경대학교 신소재시스템공학과 (Department of Materials System Engineering, Pukyong National University, Busan, 48513, Republic of Korea)

- 신민창: 석사 과정, 천은준: 교수

^*Corresponding Author: Eun-Joon Chun Tel: +82-51-629-6379, E-mail: ejchun@pknu.ac.kr

License :

This is an Open Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution Non-Commercial License (http://creativecommons.org/licenses/by-nc/4.0/) which permits unrestricted non-commercial use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.

Translated Abstract

In this study, we systematically investigated the mechanisms enabling localized solidification crack-free welding of directionally solidified (DS) 247LC superalloy using a single-mode fiber laser, with a particular focus on the correlation with the columnar-to-equiaxed transition (CET) theory. Welding was performed on a single DS grain under twelve conditions, varying heat input (1, 1.5, 2 J/mm), welding speed (500, 750 mm/s), and energy density (7.1, 14.0 J/mm²). The weld bead geometry was found to depend on the energy density, resulting in either heat conduction mode (7.1 J/mm²) or keyhole mode (14.0 J/mm²). In the heat conduction mode, solidification cracking was completely suppressed across all conditions, while in the keyhole mode, cracking was prevented under some conditions but appeared along the bead centerline under specific high heat input conditions (C-3 and C-4). Crystallographic analysis revealed that reduced epitaxial growth rates and increased high-angle grain boundaries were associated with crack formation in these cases. CET maps were calculated using the Thermo-Calc Additive Manufacturing module to elucidate the relationship between weld morphology and crack susceptibility, reflecting rapid solidification behavior under laser welding conditions. The results showed that heat conduction mode welds remained within the columnar growth region, while keyhole mode welds under higher heat input shifted towards the CET boundary or equiaxed region, correlating strongly with crack formation. These findings demonstrate that the suppression of CET and the promotion of epitaxial growth are critical for achieving crack-free welding in DS 247LC superalloy using single-mode fiber lasers, providing practical guidelines for advanced manufacturing and repair of turbine components under rapid solidification conditions.

Key words

DS 247LC superalloy, Single-mode fiber laser welding, Solidification cracking, Epitaxial growth, Columnar-to-Equiaxed Transition (CET) theory

1. 서 론

발전용 및 항공용 가스터빈의 핵심 고온부품인 블레이드와 베인 등에는 고온·고압의 극한 환경에서도 안정적으로 작동할 수 있도록, γ′ 상의 분율이 높은 일방향응고(Directionally Solidified, DS) 또는 단결정 초내열합금이 적용된다[¹-³]. 이러한 부품들은 정밀 주조를 통해 제작된 후, 일부에는 용접 공정이 추가되어 최종 제품으로 완성된다. 특히 장시간 사용으로 손상된 부품의 경우, 보수용접을 통해 복원되기도 하는 등, 해당 초내열합금의 용접성은 가스터빈 핵심 부품의 건전성을 좌우하게 된다. 최근에는 발전 및 동력효율 향상을 위해 보다 복잡화 또는 소형화된 다양한 형상의 블레이드 제조 니즈가 증가됨에 따라, 블레이드 용접부의 경우에는 레이저를 기반으로 하는 초정밀 용접부 확보가 고려되고 있으며, 보수 용접 시에는 레이저 또는 전자빔 기반의 Powder Bed Fusion (PBF)와 Directed Energy Deposition (DED) 적층제조 (Additive Manufacturing, AM)하는 공정 적용도 검토되고 있다[⁴,⁵].

DS 247LC 초내열합금은 MarM247 합금으로부터 주조성이 개선된 합금으로, DS 응고 조직과 약 60 vol%에 달하는 γ’ 분율의 조합으로 인해 고온 기계적 성질이 다결정 (Equiaxed, EQ) 초내열합금보다 우수하다[⁶]. 하지만, 247LC 초내열합금은 난용접성 소재로, 용접 또는 AM 과정에서 고온균열이 빈번하게 발생하는 것으로 보고되고 있다. 특히, 용융부 (fusion zone, FZ) 응고균열[⁷–¹³]과 부분액상화영역 (partially melted zone, PMZ) 액화균열[¹⁰–¹⁴]이 가장 문제시되고 있으며, 본 저자진은 이미 각 고온 균열 현상 및 그 민감도에 미치는 소재 및 공정의 영향을 다각도로 검토해왔다.

특히, 본 연구에서 집중적으로 다루고자 하는 247LC 초내열합금 응고균열의 경우, 가스텅스텐아크용접 (Gas Tungsten Arc Welding, GTAW)의 Varestraint 시험으로부터 400K에 달하는 응고취성 온도범위 (Solidification Brittle Temperature Range, BTR)를 가지는 것으로 보고되고 있다[¹³]. 높은 응고균열 민감도는 GTAW 용접 경로의 최적화 (Oscillation 적용), 인코넬 계열의 상용 용가재(ERNiCrMo-3) 적용, 247LC 합금의 일부 합금원소 (Hf) 미첨가를 통해 각각 275 K, 217 K, 172 K 까지 축소 가능한 것으로 보고하고 있다. 특히 Hf 미첨가 247LC 초내열합금의 BTR 평가를 통해서는 용접 응고과정에서 MC 탄화물의 형성 억제가 용접응고온도범위를 대폭 축소시켜, 응고균열 저항성이 가장 높아, 247LC 초내열합금의 국부 용접 용가재로도 사용 가능성이 높은 것으로 보고되고 있다[¹³]. 결론적으로 상기의 응고균열 거동 검토 결과, 용접 응고온도범위의 축소가 247LC 초내열합금의 응고균열을 억제시킬 수 있는 가장 중요한 야금학적 인자로 판별된 바, 급속 응고 거동을 기반으로 하는 초고속 레이저 용접을 통해서도 Solidification crack-free 용접부의 확보 가능성을 검토해볼 필요가 있다. 이러한 관점에서 Chun et al.[¹⁵]은 빔 집속능이 우수한 싱글모드 파이버 (Single-mode fiber) 레이저를 이용해 247LC 초내열합금의 제살 용접금속을 제작하여 응고균열 거동을 검토한 바 있다. 해당 연구에서는 레이저 출력 2 kW 하에서, 용접속도 50–1000 mm/s, 입열량 2–40 J/mm, 에너지 밀도 65–1341 J/mm²의 범위를 적용하였으며, 그 결과, 용융지 경계선(Fusion Line, FL)에서 에피택셜 성장한 고각 응고결정립계가 응고균열 발생의 시작 지점이자 유일한 전파 경로로 작용한다는 새로운 사실을 확인하였다. 이러한 결과는 싱글모드 레이저를 활용한 급속 응고 현상의 적용과 함께, 용접금속의 고각 응고결정립계 형성이 억제 가능하다면 무균열 레이저 용접부 확보가 가능함을 시사한다. 본 가설은 싱글모드 레이저 (용접속도: 1000 mm/s, 입열량: 2 J/mm, 에너지 밀도: 7.1 J/mm²)를 DS 단일 결정립 내에 조사하여 용접금속 전 영역에 에피택셜 성장을 유도함으로써, Solidification crack-free 용접금속을 확보할 수 있음을 실험적으로 입증한 바 있다[¹⁵]. 하지만, 해당 선행연구에서는 상기 1000 mm/s 용접속도, 2 J/mm 입열량 단일 용접 조건에 대해서만 무균열 용접부를 제한적으로 확인하였으며, 더불어 용접금속의 형태도 Heat conduction mode 만을 검토하였다[¹⁵]. 전술한 바와 같이 소형 GT 블레이드의 용접 제작 등 실제 부품단위 적용을 위해서는 보다 다양한 저입열 조건의 검토, 용입 깊이의 확보를 위해서는 키홀 (Keyhole) 모드 용접의 적용 등, 보다 다양한 용접 조건과 응고균열의 상관관계가 검토되어야 한다.

본 연구에서는 선행연구에서 확보된 싱글모드 파이버 레이저를 이용한 Solidification crack-free 용접 조건 2 J/mm 이하의 다양한 초저입열 조건에서 DS 247LC 초내열 합금의 Weldable range를 보다 체계적으로 검토하였다. 에너지 밀도를 조절한 총 12개 조건에서 Keyhole 및 Heat conduction 모드를 다양하게 적용하여 응고균열 발생 거동을 평가하였고, 용접부에 대해서는 결정학적 분석을 통해 에피택셜 성장과 균열 거동의 상관관계를 고찰하였다. 최종적으로는 단일 결정립 내의 단결정 용접금속의 BTR 및 열역학 소프트웨어를 활용한 Columnar to Equiaxed Transition (CET) 이론을 통해 DS 247LC 초내열합금 초저입열 레이저 용접부의 응고균열 메커니즘을 규명하고자 한다.

2. 사용소재 및 실험방법

2.1 DS 247LC 초내열합금

표 1은 본 연구에서 사용한 DS 247LC의 화학 성분을 나타낸다. 주조 후 용체화 (1505K– 120분) 및 시효 열처리(1145K– 1200분)를 적용하였으며, 최종적으로 50×50×4mm 판상으로 가공하여 레이저 용접을 실시하였다.

2.2 싱글모드 파이버 레이저 용접

레이저 용접에는 싱글모드 파이버 레이저 시스템을 사용하였으며, 발진기(YLS-2000-SM, IPG)는 최대 출력 2 kW, 파장 1068 nm 및 빔 전파계수(M²) 1.05의 사양을 가진다. 발진기와 연동된 원격 스캐너(intelliScan20, Scanlab)를 사용하여 정초점 조건에서 빔 직경을 38 μm로 설정한 후, DS 단일 결정립에 레이저 빔을 조사하여 용접금속을 제작하였다. 그림 1(a)는 싱글모드 레이저 용접 시스템을, (b)는 DS 단일 결정립 내 용접금속 제작 과정을 모식도로 나타낸 것이다. 피용접 소재의 단일 DS 결정립은 Vision controller로 판별한 뒤 레이저 빔을 조사하였다.

레이저 용접 세부 조건은 표 2에 나타내었다. 레이저 용접은 출력 (P), 용접속도 (V) 및 비초점 거리 (Dz)를 조절하여 총 12조건에서 실시하였으며, 입열량 (H), 에너지 밀도 (E_d)는 식 (1)-(3)에 따라 계산하였다[¹⁶].

(1)

Heat input ( H ) = P / V ( J / mm )

(2)

Interaction time ( t ) = Db / V ( s )

(3)

Energy density ( E d ) = ( P / A s ) · t ( J / mm 2 )

식 (2)에서 D_b는 빔 직경을 의미하며, 식 (3)에서 A_s는 빔 면적, t는 피용접소재 표면과 레이저 빔의 interaction time 이다. A_s는 D_b에 따라 변하므로, 식 (1)-(3)에 의해 에너지 밀도는 입열량과 D_b의 함수가 된다. 본 연구에서는 레이저 출력 (P) 500–2000 W, 용접속도 (V) 500, 750 mm/s 및 비초점 거리 (D_z) 2.3–15 mm 범위에서 제어하여 3종의 입열량 (1, 1.5, 2 J/mm)과 2종의 에너지 밀도(7.1, 14.0 J/mm²)를 검토하였다.

2.3 레이저 용접부 미세조직 분석

용접부의 응고균열 발생 거동 및 미세조직 분석에는 광학현미경(Optical Microscopy, OM; DR IRM, Leica)과 후방 산란전자회절법(Electron Backscatter Diffraction, EBSD; Velocity Super, EDAX)을 사용하였다. OM 관찰 시에는 비드 중앙부를 스캔 방향에 수직하게 절단한 후, 기계적 연마와 에칭(anhydrous copper(II) chloride 2 g, hydrochloric acid 40mL, ethyl alcohol 80mL)을 수행하였다. EBSD 분석 시편은 최종적으로 진동 연마를 통해 준비하였다. EBSD 분석에서 결정립계 분율과 극점도(Pole figure)는 용접 비드 표면 중앙의 100 × 2000 μm 영역에서 측정하였다.

3. 실험결과 및 고찰

3.1. 단일 DS 결정립 내 용접금속의 응고균열 발생 거동

그림 2는 DS 247LC 합금의 결정립 내 싱글모드 파이버 레이저 용접부 비드 표면 및 단면의 OM 이미지를 나타낸 것이다. 각 이미지 상단에는 용접 조건을, 하단에는 용입 깊이와 용접금속 폭을 함께 표기하였다. 본 연구에서 사용한 싱글모드 파이버 레이저의 특성 상, 500 mm/s 이상 및 2 J/mm 이하의 고속 초저입열 용접조건임에도 불구하고, 단일 결정립 내에 비드 폭 및 용입 깊이가 수백 μm 단위인 용접금속이 형성됨을 확인할 수 있었다. 해당 용접금속은 에너지 밀도에 따라 7.1 J/mm² 조건에서는 전형적인 Heat conduction 모드의 용접형태를 나타내며, 286 – 471 μm의 비드 폭과 161 – 211 μm의 용입 깊이 범위에서 형성되었다. 또한, 14.0 J/mm² 조건에서는 Keyhole 모드의 용접 형태가 나타났으며, 비드 폭은 168–370 μm, 용입 깊이는 355–462 μm 범위였다. 이는 50–60 J/mm 수준의 입열량을 적용한 멀티모드 레이저 용접부에 비해 약 50% 더 미세한 수준이다[¹⁷].

Heat conduction mode에서는 모든 입열량, 에너지 밀도 조건에서 응고균열 발생이 확인 되지 않았으나, Keyhole mode 에서는 입열량 2 J/mm 의 C-3, C-4 조건에서 다량의 응고균열이 확인되는 등, 용접 조건 및 비드 형태에 따라 상이한 균열 발생 경향성을 보였다. 특히 Chun et al.의 선행연구에서 보고된 바와 같이, Heat conduction mode의 입열량 2 J/mm 조건에서는 응고균열이 발생하지 않는 결과를 재차 확인, 검증할 수 있었다[¹⁵]. 즉, 용접 입열량이 2 J/mm 로 동일하더라도, 에너지 밀도 변화에 따른 비드 형태 차이는, 응고균열 발생 유무에 큰 영향을 미치는 것으로 판단되며, 이는 실제 용접 시공 시 중요하게 고려되어야 하는 부분으로 사료된다. 특히 반복적인 분석 결과 C-3, C-4 두 조건 모두 응고균열은 비드 표면의 중앙부 (Centerline) 에 집중되는 경향 또한 확인할 수 있었다. 상기 실험 결과를 바탕으로, 후속 분석 및 고찰 시에는 응고균열 발생 조건 C-3과 C-4 (Keyhole mode)에 대응하는 C-1, C-2 (Heat conduction mode)를 선정하였으며, A-2, A-4 및 B-2, B-4 조건 쌍에 대한 응고균열 발생 거동을 집중적으로 검토하였다.

3.2. 용접금속의 에피택셜 성장률과 응고균열 상관관계

본 절에서는 그림 2에서 설명한 용접금속의 응고균열 발생 여부와 에피택셜 성장 거동의 상관관계를 검토하기 위해 EBSD 분석 결과를 집중적으로 고찰하였다. 에피택셜 성장 거동은 고각 결정립계 형성, 결정립계 분포(Grain Boundary, GB) 이미지, 역극점도(Inverse Pole Figure, IPF)를 통해 종합적으로 분석하였다. 에피택셜 성장률의 정량 지표로는 극점도(Pole Figure, PF)에서 도출된 Contour density의 최댓값을 사용하였다.

앞서 언급했듯이 응고균열은 비드 표면의 Centerline 부근에 집중 발생하므로, 해당 정량 지표는 용접 비드 표면 Centerline 인근 100 × 2000 μm 영역의 분석 결과를 적용하였다. 그림 3과 그림 4는 각각 Heat conduction mode((a) A-2, (b) B-2, (c) C-1, (d) C-2)와 Keyhole mode((a) A-4, (b) B-4, (c) C-3, (d) C-4) 용접부의 대표 EBSD 분석 결과를 나타낸다.

그림 3의 분석 결과를 보면, 용접조건에 따라 비드 중앙부 일부 영역에서 다결정화 거동이 확인되나, 낮은 분율의 고각결정립계 (최대 1.8 % 수준, 그림 3(c)) 형성, 그로 인한 우수한 에피택셜 성장 거동을 확인할 수 있다. 그 결과, OM 이미지에서 확인 가능한 바와 같이 응고균열 발생은 억제되는 결과와 그 경향성이 일치함을 확인할 수 있다. 그림 4는 Keyhole mode 용접부의 EBSD 분석결과를 나타낸다. 그림 3과 마찬가지로 (a)A-4, (b)B-4 조건에서는 낮은 고각결정립계 분율 (A-4: 3.1 %, B-4: 5.1 %)과 함께 설명되는 우수한 에피택셜 성장거동을 보이면서 응고균열 발생이 억제되는 결과를 보였다. 하지만 입열량 2 J/mm의 Keyhole mode 용접 조건 ((c)C-3, (d)C-4)에서는 비드 표면에 상대적으로 높은 고각결정립계 분율 (최대 5.2% 수준)과 함께 다소 낮아진 에피택셜 성장거동을 보였다. 결과적으로 응고균열은 고각결정립계와 함께 다결정화 영역에 집중되는 결과를 명확히 확인할 수 있었다.

그림 5는 그림 3 및 4에서 나타낸 용접 조건에 따른 극점도 Contour density 최댓값과 응고균열 발생 유무의 정량적 상관관계를 나타낸다. 해당 그래프에서 파란색은 Heat conduction mode (A-2, B-2, C-1 및 C-2), 빨간색은 Keyhole mode (A-4, B-4, C-3 및 C-4) 용접 조건의 결과이며, 용접조건은 입열량으로 나타내었다. Heat conduction mode 용접부의 경우에는 입열량 변화에 따른 Contour density 최댓값이 52 이상에서 유지되며, 모든 조건에서 무균열로 분류되어졌다. 하지만, Keyhole mode 용접부에서는 입열량 증가에 따라 단결정 성장률, 즉 Contour density 최댓값이 44.407까지 감소하는 결과를 보이며, 결과적으로 응고균열 발생으로 이어진다. 즉, 싱글모드 레이저를 적용한 2 J/mm의 초저입열 용접에서도 에너지 밀도에 따른 용접비드 형태, 즉 Heat conduction, Keyhole mode 용접에 따라서 에피택셜 성장률 및 응고균열 발생 거동에는 큰 차이를 보임을 확인할 수 있었다.

본 연구에서 다루고 있는 247LC 초내열합금의 DS 단일 결정립 내 용접금속 응고균열 발생 거동은 단결정 초내열합금의 용접 응고균열 거동과 동등 현상 관점에서 이해될 수 있다. 본 저자진의 CMSX-4 단결정 초내열합금 용접금속의 에피택셜 성장 거동과 BTR 상관관계 검토 결과에 따르면[¹⁸], 완전히 에피택셜 성장된 단결정 용접금속의 경우, 28 K의 BTR을, 다결정 용접금속의 경우, 다결정화 정도에 따라 최대 434 K의 BTR 값까지 확대될 수 있는 것으로 보고되고 있다. 따라서 그림 5에 나타낸 247LC DS 단일 결정립 내 용접금속의 응고균열 발생 유무 거동도 CMSX-4 단결정 초내열합금 BTR에 대한 선행 연구 결과와 같은 맥락에서 이해될 수 있을 것으로 사료된다. 해당 선행 연구결과로부터, 용접금속의 에피택셜 성장률에 따른 약 400 K BTR 편차는 고각의 결정립 간 방위차에 따른 수지상 병합 과냉도에 의한 결과로 추정되고 있으나, 용접금속의 에피택셜 성장 제어 기술은 CET 이론과 밀접한 관련이 있음에도 불구하고 해당 관점에서의 검토는 부족한 실정이다.

3.3 CET 이론 기반 DS 결정립 내 용접금속 에피택셜 성장 및 응고균열 거동 고찰

본 절에서는 싱글모드 레이저 용접부의 CET 거동을 계산하여, 그림 5의 247LC DS 단일 결정립 내 국소 용접 금속의 에피택셜 성장 거동과 응고균열 발생의 상관성을 고찰하고자 한다. 특히 본 연구에서 적용한 싱글모드 레이저 용접 조건이 PBF, DED 등의 레이저를 바탕으로 한 AM과 유사 수준임을 고려해[¹⁹], CET 거동 계산에는 Thermo-Calc (버전: 2025a, 데이터베이스: TCNI12, MOBNI6) Additive Manufacturing 모듈을 사용하였다. 표 3에 대표적인 계산 조건을 나타내었다.

3.3.1 싱글모드 레이저 용접 현상 계산의 정합성 검토

3.1.절에서 전술한 바와 같이, 저입열, 급속 용접을 통해 형성된 용입 깊이 500 μm 미만의 미세 용접부는 일반적인 멀티모드 레이저 용접부와는 야금학적 관점에서 상당한 응고거동 차이를 보일 것으로 예상되며, 계산의 정합성을 검토할 필요가 있다. 그림 6(a)는 Thermo-Calc AM module을 통한 대표적인 싱글모드 레이저 용접 계산 결과 이미지를 나타내며, 그림 6(b), (c)는 각각 Heat conduction mode 및 Keyhole mode 조건에 대한 단면 계산결과를 실험적 매크로 이미지와 비교한 결과이다. 각 계산 결과 상단에는 용접조건을 표기하였다. 그림 7은 (a) 비드 폭, (b) 용입 깊이의 실험값과 계산값을 비교한 그래프이다. 실험값과 계산값 사이에는 약 94 % 이상의 높은 치수 정합도를 가지는 것으로 확인되었다.

추가적으로, 그림 8은 (a) A-1, A-3, B-1, B-3, C-1, C-3 (용접속도 500 mm/s), (b) A-2, A-4, B-2, B-4, C-2, C-4 (용접속도 750 mm/s) 조건에서 싱글모드 레이저 용접부의 용접 응고온도범위 계산 결과를 나타낸다. 본 연구에서 다루고 있는 싱글모드 레이저 용접의 경우, 통상적으로 용융부는 급속 응고 현상을 수반하는 것으로 알려져 있으며, 급속 응고 시에는 용질 포획 (Solute trapping) 현상에 따른 응고편석 현상의 완화 및 용접 응고온도범위의 축소 현상이 나타나는 것으로 보고되고 있다[²⁵]. 용접속도 증가에 따라 응고온도범위는 230K (용접속도 500 mm/s) 에서, 216 K (용접속도 750 mm/s) 로 각각 계산되었다. 이는 동일 합금 아크용접 시의 (용접속도: 1 mm/s) 용접 응고온도범위 430K 대비 [¹⁵], 200 – 214K 축소된 응고온도범위이다. 즉, 용접 비드 치수 및 급속응고에 따른 용접 응고 온도범위의 축소 두 관점에서, Thermo-Calc AM module을 이용한 싱글모드 레이저 용접부의 계산 신뢰도는 상당히 높은 것으로 사료된다.

3.3.2 CET 거동과 응고균열 발생 상관관계

전술한 바와 같이 용접금속 내의 고각 결정립계 형성 및 단결정 성장률 저하는, 응고균열 발생과 직결되며, 용접금속의 에피택셜 성장을 위해서는 무작위 결정방위를 가지는 등축 결정립의 핵생성, 즉 CET의 발생이 억제되어야 할 것으로 사료된다. Hunt에 따르면, 용융부의 등축 결정립 형성 거동은 수지상 선단의 온도구배 (G) 및 응고속도 (R)에 의해 결정되는 과냉도 (ΔT_c)와 등축정 결정의 불균일 핵생성 과냉도 (ΔT_N)에 의해 결정되며, 다음 식 (4)로 표현할 수 있다[²⁶].

(4)

C n R = a - 4 π N 0 3 In ( 1 - ϕ ) · 1 n + 1 3 n

상기 식에서 a와 n은 재료 상수이며, N₀는 핵생성 밀도, ϕ는 등축정 결정립의 부피 분율을 나타낸다. 식 (4)와 표 3의 입력변수로부터 R과 G값에 따른 ϕ값을 계산할 수 있다. Hunt는 ϕ<0.0066 을 완전 주상정 조직이 형성되는 임계 값으로 보고하였으며, ϕ>0.49 의 경우에 등축정 미세조직이라고 판단하였다[²⁶].

식 (4)와 전술한 해석 정합성을 기반으로 ϕ = 0.0066, 0.49, 0.99에 해당하는 ϕ = 0.0066,0.49,0.99 경계선과 CET 영역, 응고 미세조직 도표를 작도하여 그림 9(a)에 나타내었다. 그림 9(b)는 각 용접 조건의 CET 거동 판단을 위한 R, G값의 추출 위치를 나타내며, 해당 위치는 Mushy zone 내 응고균열 집중적 발생위치인 용접 중심선(Centerline) 이다. 해당 위치에서 추출한 G 및 R 값을 그림 9(a)의 CET 기준선과 함께 그래프 상에 표시하였다.

그림 9(a)의 계산 결과를 보면, 높은 단결정 성장률로 인해 응고균열이 억제된 Heat conduction mode 용접조건 (A-2, B-2, C-1, C-2)은 모두 CET 영역 상단 주상정 영역 (ϕ<0.0066)에 위치함을 확인할 수 있었다. 반면 Keyhole mode 용접조건 (A-4, B-4, C-3, C-4)에서는, Heat conduction mode 용접조건 대비 낮은 R 및 높은 G값을 바탕으로 ϕ 값이 증가하여 CET 영역과 등축정 영역에 위치하는 것으로 나타났다. 즉, 응고균열 발생 조건인 C-3 및 C-4 조건은 0.49 이상 수준의 높은 ϕ 값을 가지며, 특히 C-3 조건에서는 ϕ≈0.99 급의 등축정 영역에 인접한 것을 명확히 확인할 수 있다. 따라서 그림 3, 4에서 확인된 응고균열 발생 유무와 용접금속의 단결정 성장률은 용접 응고 시의 CET 거동과 밀접한 관련이 있음을 확인할 수 있었다. 해당 관점에서 247LC 초내열합금의 무균열 용접을 위해서는 Heat conduction mode의 용접조건이 보다 효과적인 것으로 판단되며, 용입 깊이 확보를 위한 Keyhole mode 용접 조건 선택 시에는 2 J/mm 미만의 입열량을 적용하여 최대한 CET가 억제되도록 용접조건을 선정해야 할 것으로 사료된다.

4. 결 론

본 연구에서는 싱글모드 파이버 레이저를 활용한 난용접성 DS 247LC 초내열합금의 결정립 내 국부 용접부를 제조하여, 용접금속의 응고균열 거동과 억제 방안을 CET 응고이론과 함께 고찰하였다. 본 논문의 결론을 아래와 같이 요약한다.

2 J/mm 이하의 입열량에서 용접속도, 에너지 밀도를 차등화 한 총 12조건의 싱글모드 파이버 레이저 용접 결과, 모든 조건에서 단일 DS 결정립 내에 국소 용접금속을 확보할 수 있었다. 용접 비드의 형상은 에너지 밀도에 따라, Heat conduction mode, Keyhole mode로 나타났다. Heat conduction mode 용접의 경우 모든 조건에서, Keyhole mode 용접에서는 일부 조건에서 응고균열이 억제되었으나, C-3 및 C-4 조건에서는 비드 표면 중심선 (centerline) 부근에 집중적으로 응고균열이 발생하였다.

비드 표면 응고균열 발생위치의 EBSD 분석 결과, Heat conduction mode 용접부 대비 Keyhole mode 용접부에서 낮은 단결정 성장률이 확인되었다. 특히, 응고균열 발생이 확인된 C-3 및 C-4 조건에서는 응고균열 발생위치가 고각 결정립계인 것으로 판명되었다.

본 연구에서 사용한 싱글모드 레이저 용접 응고 현상은 Thermo-Calc Additive Manufacturing Module을 통해 구현 가능하였다. 용접 금속의 CET 계산 결과, Heat conduction mode 용접조건은 주상정 성장 영역에 위치하는 것으로 확인되었다. 반면, Keyhole mode 용접조건의 경우에는 CET 영역에 위치하는 것으로 확인되었으며, 특히 응고균열 발생조건 (C-3, C-4)에서는 등축정 영역에 인접한 것으로 확인되었다. 해당 CET 거동은 단결정 성장률 및 응고균열 발생거동과 높은 상관성이 있는 것으로 사료되었다.

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Figures and Tables

Fig. 1.

Visual and schematic representations of (a) the single-mode fiber laser welding system and (b) the laser welding experiment on a single DS grain.

Fig. 2.

Macrostructures of single-mode fiber laser welds on a single grain of DS 247LC under heat inputs of (a–d) 1 J/mm, (e–h) 1.5 J/mm, and (i–l) 2 J/mm.

Fig. 3.

OM images and EBSD analysis of weld bead surfaces for heat conduction mode welds: (a) A-2, (b) B-2, (c) C-1 and (d) C-2 conditions, respectively.

Fig. 4.

OM images and EBSD analysis of weld bead surfaces for keyhole mode welds: (a) A-4, (b) B-4, (c) C-3 and (d) C-4 conditions, respectively.

Fig. 5.

Relationship among heat input, maximum contoured density, and solidification cracking.

Fig. 6.

(a) Representative result from Thermo-Calc AM module simulations. (b, c) Comparison between the experimental and calculated weld cross-sections: (b) heat conduction mode and (c) keyhole mode.

Fig. 7.

Relationship between the experimental and calculated values of (a) bead width and (b) penetration depth.

Fig. 8.

Calculated solidification path for solidification rate of (a) 500 and (b)750 mm/s.

Fig. 9.

(a) CET map of DS 247LC single-mode fiber laser welds. (b) Positions for extracting the R and G values during weld solidification.

Table 1.

Chemical composition of the DS 247LC superalloy used in this study (in mass%).

Elements	NI	C	Cr	Co Mo	W	Ta Ti	Al	B	Zr	Hf	P	S
Contents	Bal.	0.07	8.1	9.2 0.5	9.5	3.2 0.7	5.6	0.015	0.015	1.4	<0.0006	<0.0002

Table 2.

Specific welding conditions for single DS grain welding using a single-mode fiber laser.

Welding conditions	Heat input (J/mm)	Defocus distance (mm)	Beam diameter (mm)	Energy density (J/mm²)	Expected bead shape	Power (W)	Welding speed (mm/s)
A-1	1	4.90	0.180	7.1	Heat conduction mode	500	500
A-2		4.90	0.180	7.1	Heat conduction mode	750	750
A-3		2.30	0.091	14.0	Keyhole mode	500	500
A-4		2.30	0.091	14.0	Keyhole mode	750	750
B-1	1.5	7.40	0.268	7.1	Heat conduction mode	750	500
B-2		7.40	0.268	7.1	Heat conduction mode	1125	750
B-3		3.65	0.136	14.0	Keyhole mode	750	500
B-4		3.65	0.136	14.0	Keyhole mode	1125	750
C-1	2	10.00	0.361	7.1	Heat conduction mode	1000	500
C-2		10.00	0.361	7.1	Heat conduction mode	1500	750
C-3		4.95	0.181	14.0	Keyhole mode	1000	500
C-4		4.95	0.181	14.0	Keyhole mode	1500	750

Table 3.

Input parameters used for the Thermo-Calc calculations (The parameter values were selected based on Refs. [²⁰–²⁴]).

Calculation methods	Parameters	Values
Calculation methods	Parameters	A-2	A-4	B-2	B-4	C-1	C-2	C-3	C-4
Rapid solidification	Scanning speed (mm/s)	750	750	750	750	500	750	500	750
	Diffusion pre-exponential factor (m²/s)	5.0 × 10^-9
	Activation energy for diffusion at solid/liquid interface (J/mol)	0
	Dimension of Specimen (mm³)	2.0 × 3.0 × 15.0
	Mesh size (μm)	Minimum 10, maximum 1000 (adaptive size)
	Radiation emissivity	0.35
CET	Number of nucleation sites (m-3)	2.0 × 10¹³
	Nucleation undercooling (K)	2.5
	Equiaxed exponent, n	3.4
	Interfacial energy (J/mm²)	0.42

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