1. 서 론

최근 화석연료 사용에 따른 온실가스에 의한 이상 기후 현상에 대응하기 위해 수소 에너지에 대한 연구가 활발하게 이루어지고 있다. 수소는 다양한 방법으로 생산이 가능하고 에너지 밀도가 높아 화석 연료를 대체할 수 있는 에너지로 각광받고 있다^[1-^7]. 수소를 에너지원으로 사용하기 위해서는 수소를 생산, 이송, 저장할 수 있는 인프라 개발이 필요하며, 특히 수소의 이송에는 파이프라인이 경제적이고 안전하다. 특히 파이프 제조 방식 중 고주파 전기 저항 용접(High Frequency Electric Resistance Welding, HF-ERW)는 연속 및 대량 생산에 적합하여 효율적인 파이프의 제조가 가능하며 매우 경제적이다^[8-^10]. 또 HF-ERW에 의한 파이프 제조 기술의 발전으로 이러한 파이프가 천연가스 및 석유 서비스에 사용되는 비중이 증가하고 있다. 그러나 안정적인 수소배관 구축을 위해서는 저온인성, 안정적인 강도, 수소 유기 균열(Hydrogen Induced Cracking, HIC)에 대한 저항성을 가진 우수한 용접 품질을 확보해야 한다^[11-^14].

파이프라인의 수소에 의한 파괴는 수소 원자가 강 내부 격자 간 공간으로 침투하여 발생하는 것으로 알려져 있으며, 주된 균열 요인은 응력 부식 균열(Stress Corrosion Cracking, SCC)과 수소 유기 균열(Hydrogen Induced Cracking, HIC)이다^[15]. 이러한 균열은 강재 내부의 비금속 개재물이나 불순물에 수소 원자가 축적되어 균열을 발생 시키는 것으로 알려져 있다. 일반 강재의 수소 유기 균열에 관한 연구는 많으나, HF-ERW 용접부의 수소 유기 균열에 관한 연구는 부족한 실정이다. Hong 등은 이러한 HF-ERW에서 본드라인(bondline)에 형성되는 비금속 화합물이 수소 유기 균열 저항성에 미치는 영향을 연구했다^[16]. 이 연구에 따르면, 본드라인을 따라 잔존된 산화물이 수소 유기 균열의 시작점이 되며, 본드라인의 산화물이 0.03%보다 낮을 때 양호한 수소 유기 균열 저항성을 확보할 수 있는 것으로 보고하였다. 또 HF-ERW의 입열량, 용접 속도, 업셋량 및 소재의 두께 조절을 통해 수소 유기 균열 저항성이 우수한 용접 조건을 확보할 수 있다고 했으나, 안정적인 용접 조건을 판단할 수 있는 정량적인 판단 기준을 마련하는 것이 필요하다.

HF-ERW의 용접 현상은 용접 시 양 끝단(edge)이 다가오는 속도인 V_a(approach force)와 고주파 전류에 의해 발생하는 전자기적 척력인 V_r(repulsion force)의 조합에 의해 결정된다. V_a는 조관 및 용접 속도에 비례하는 변수이며, V_r은 입열량에 비례하는 변수이다. 일반적으로 속도가 일정할 때, 입열량이 증가함에 따라 전자기적 척력의 증가로 인해 용융물의 산화 및 배출이 일어나는 내로우 갭(narrow gap)이 형성되고 내로우 갭 내의 브릿지(bridge) 생성 및 이동에 의해 본드라인 내에 산화물이 제거되거나 잔존된다[31]. Ha 등은 동일한 입열량, 용접속도, 성형조건에서도 다양한 외부 변수에 의해 변화되는 용접 현상을 발진주파수의 파형 분석을 통해 해석하였다^[17]. HF-ERW의 용접 현상 변화에 따라 내로우 갭의 형성 및 변화와 브릿지의 이동 및 소멸 현상이 나타나고, 이러한 변화를 발진 주파수의 변화로 검출함으로써 현재 진행중인 용접 현상을 판별할 수 있는 것으로 보고하였다. 또 발진 주파수의 파형 변화 특성을 조합하여 기존의 1~3종 용접 현상^[18, ^19]이 아닌 새로운 용접 영역을 구분하였다.

본 연구에서는 HF-ERW의 용접 현상 변화에 따라 본드라인에 형성된 산화물과 수소 유기 균열의 관계에 관하여 관찰하고, 수소 유기 균열 저항성 향상을 위한 용접 현상을 발진 주파수의 변화를 통해 해석하는 방법에 관하여 조사하였다. 이 연구 결과는 HF-ERW의 신뢰성을 향상할 수 있는 안정적인 용접 영역에 대한 새롭고 정량적인 판단 기준이 될 것으로 기대된다.

2. 실험 방법

본 연구에서는 H₂ 배관 및 CO₂ 배관으로 검토되는 API (American Petroleum Institute) 5L X70 PSL2 Sour 열연 코일(고청정강)^[20] 9.2t×1590w을 시료로 사용하였으며, 화학 조성 및 기계적 물성은 각각 표 1, 표 2와 같다. 그림 1에는 HF-ERW를 이용한 강관 제조 과정을 나타내었다. 열연 코일을 연속적으로 풀어주며 레벨러를 통해 코일을 평탄화 한 후 코일의 양 끝단을 절삭한다. 이후 성형 공정을 통해 원형으로 성형한 후 코일의 양 끝단을 서로 맞대어 HF-ERW로 강관을 제조한다. 두께 편차가 ±0.2 mm 이하인 시료 코일의 전체 구간에서 성형상태가 일정하도록 관리한 후, 입열량을 표 3과 같이 순차적으로 증가시키며 용접을 진행했다. 용접 속도는 18 m/min으로 일정하게 유지했으며, 모든 용접 조건에서 업셋량은 4.0mm로 고정하여 Φ508×9.2t의 강관을 제조했다. 또 용접 입열량 변화에 의해 내로우 갭 및 브릿지의 생성, 이동 거동인 용접 현상 변화에 따라 용접 전기 회로 내 전류 경로의 흐름이 변화된다. 이러한 경로 변화는 회로 내 임피던스의 변화로 나타나므로^[17, ^21], 이 임피던스 변화를 발진 주파수 변화로 검출하여 현재 발생중인 용접 현상을 해석할 수 있다^[17]. 따라서 용접 입열량 변화에 따른 용접 현상 변화를 초당 약 2800~3000개의 발진 주파수 형태로 검출하여 용접 현상을 해석하였다.

입열량 변화 및 용접 현상 변화에 따른 HIC 발생 여부는 NACE TM0284-2016^[22]에 준하여 조사하였다. 시험편은 용접부 길이 방향으로 100 mm, 원주 방향으로 20 mm, 두께 7.5 mm로 가공한 후 #320 사포를 사용하여 표면을 깨끗하게 연마하였으며, 각 용접 조건 별 3개의 시편을 제작했다. 시험 용액은 solution A로 5.0 wt% NaCl 과 0.50 wt% CH₃COOH을 혼합하여 pH 2.7±0.1로 제조했다. 이후 시험 용기에 시편을 넣은 후 용액을 채우고 용액 내에 H₂S 가스를 200 ml/min·L(solution)의 유량으로 1시간동안 주입하여 시험 시작 시 pH를 3.03으로 조절하였으며, NACE의 시험 시작 기준인 pH 3.0±0.3을 충족했다. 이 후 96시간 동안 용액 내에 10 ml/min·L(solution)의 H₂S 가스를 지속적으로 주입하고 용액 온도는 25±1°C를 유지했다. 시험 종료 시 pH는 3.78로 NACE의 시험 종료 기준인 max. pH 4.0을 충족했다. 시험이 종료된 샘플의 균열 발생 여부는 시험 전/후 각 조건 별 3개의 시편을 3차원 C-scan 결함 검출기 (NAWOO, 3D C-scan hydrogen induced cracking detector system)를 사용하여 확인하였다. 이후 결함 기점 및 균열 발생 원인은 주사전자현미경(SEM, Scanning Electron Microscopy; TESCAN VEGA3 LMH)과 에너지 분산형 X-선 분광 분석(EDS, Energy Dispersive X-ray Spectroscopy; Oxford X-Act)로 분석하였으며, 균열의 전파 양상은 전계방사형주사현미경(FE-SEM, Field Emission Scanning Electron Microscope, JEOL IT-800HL)과 후방산란전자회절(EBSD, Electron Back Scattered Diffraction, Oxford)로 분석하였다. 각 조건 별 균열 발생 양상과 발진 주파수 파형 비교를 통해 HIC 저항성과 발진 주파수 파형의 관계를 도출했다. 그 후 발진 주파수 파형을 정량적으로 해석함으로써 가장 우수한 수소 취성 저항성을 확보할 수 있는 용접 조건을 조사했다.

Fig. 1. Schematic illustration of the High-Frequency Electric Resistance Welding (HF-ERW) Process.

3. 결과 및 고찰

3.1 용접 입열량에 따른 수소 유기 균열 발생 거동

그림 2에 용접 현상 변화에 따른 HIC 시험 후, 3차원 C-scan 결함 검출 결과를 나타내었다. 모든 C-scan 결과에서 HF-ERW의 본드라인은 빨간 선으로 나타내었다. 입열량이 낮은 #1(207kW), #2(226kW)에서는 본드라인을 따라 연속적인 균열이 관찰되었으나, #3(246kW)에서는 균열 발생이 관찰되지 않았다. 입열량이 높은 #4(266kW) ~ #8(364kW) 조건에서는 본드라인을 따라 불연속적이고 불규칙한 크기의 균열이 관찰되었다. 이러한 결과는 입열량에 따라 용접 현상이 변화되며 HIC 저항성도 변화되는 것을 나타내므로 안정적인 용접이 유지되는 용접 현상을 판단하여 적절히 유지하면 HF-ERW의 용접부에 대한 HIC 저항성을 크게 개선할 수 있다. 그림 3에 균열 발생 양상의 정량적 판단을 위해 본드라인을 2차원 평면으로 가정하고 본드라인 내에서 균열이 발생된 면적을 이미지 분석으로 계산한 결과를 나타내었다. 입열량이 낮은 #1(207kW)과 #2(226kW)에서는 가장 넓은 범위에서 균열이 관찰되었으며, #3(246kW)에서 균열 면적이 최소가 된 후, #5(284kW)까지 다시 증가하였다. 이후 #6에서 균열 면적이 감소한 후 #8까지 다시 증가하였다.

입열량에 따른 HIC의 발생 원인을 확인하기 위해 균열이 발생한 영역을 절개하여 SEM/EDS 분석을 하였다. 그림 4에 입열량이 가장 낮으며 본드라인을 따라 연속적으로 균열이 발생 된 #1(207kW)의 분석 결과를 나타내었다. 그림 4(a)는 전반적인 파단면의 SEM 사진을 나타내었으며, HIC에서 일반적으로 관찰되는 취성 균열의 기점으로 추정되는 부분은 확인되지 않았다. 또 넓은 면적에 걸쳐 냉접(cold weld)으로 판단되는 영역이 관찰되었으며, 그림 4(b)에 이 영역을 확대한 SEM 사진을 나타내었다. 용접이 진행 되었음에도 정상 접합 후 파단 된 연성 혹은 취성 파면은 확인되지 않았으며, 용융 및 물리적인 압착 후 응고된 듯한 표면이 관찰되었다. 따라서, 금속적 결합이 되지 않았음을 알 수 있으며, 그림 4(c)에 이 영역의 EDS 분석 결과를 나타내었다. 주로 Fe-O계 산화물이 검출되었으며, HIC 시험에 사용된 H₂S로 인해 S도 일부 검출되었다. 이러한 Fe-O계 산화물은 낮은 입열량에 의해 금속의 용융량이 적고 양 끝단의 표면만 산화된 후 낮은 척력에 의해 산화물이 원활하게 배출되지 못하고 잔존하였기 때문이다^[17, ²³-^26]. 이러한 산화물의 잔존은 용접부의 금속적 결합을 방해하여 용접부의 기계적 물성을 저하시키는 것으로 알려져 있고, HF-ERW에서는 냉접으로 분류된다^[18, ^19]. 그림 4(d)에는 냉접 영역과 파단 영역의 경계면 SEM 사진을 나타내었다. 냉접 영역 아래의 파단 영역에서는 균열부를 절개하는 과정에서 나타난 연성 파면만 관찰되었으며, 일반적인 수소 취성 파면은 관찰되지 않았다. 그림 4(e)에는 이 경계부에 대한 EDS map 분석 결과를 나타내었으며, Fe-O 산화물 주변으로 S가 일부 유입되어 있는 것이 확인되었다.

Fig. 2. 3D C-scan results of defects detection after HIC test according to variations in welding conditions. (207~364kW)

그림 5에는 #1 207kW 샘플에 대한 HIC 시험 전과 후의 C-scan 결과를 나타내었다. 세 개의 시편 모두 HIC 시험 전과 후 C-scan의 균열 영역 형태에는 큰 변화가 없으며, 균열 영역의 크기와 깊이만 소폭 커진 것이 확인된다. 따라서 SEM 분석 결과에서 취성 파면이 확인되지 않는 점과 S가 검출 되는 것을 종합하면 냉접 발생 영역에서는 H₂S에 의한 부식으로 황화물이 생성 되었으나, HIC는 발생되지 않은 것으로 판단된다. Fe-O 계면의 H₂S 부식에 의한 스케일 생성과 수소 취성의 관계에 대한 연관성에 대해서는 추가적인 연구가 필요할 것으로 생각된다.

그림 6에는 #4(266kW) 조건에서 본드라인을 따라 불연속적으로 발생된 균열 영역의 SEM/EDS 분석 결과를 나타내었다. 냉접이 발생된 #1(207kW) 및 #2(226kW) 조건과 달리 그림 6(a)와 같이 균열 시작점이 명확하게 관찰되었으며, ND 방향으로 약 800 ㎛, RD 방향으로 최대 약 150 ㎛의 특정 영역에 산화물(penetrator)이 연속적으로 분포된 것이 확인되었다. 이 영역을 확대 분석한 결과를 그림 6(b)에 나타내었으며, 산화물이 잔존하는 영역 주변에서 파단이 발생된 것이 관찰되었다. 그림 6(d)에는 그림 6(b) 영역의 EDS map 분석 결과를 나타내었으며, Mn-Si-Al-O계 산화물이 관찰되었다. 이러한 결과는 Ha 등의 입열량에 따른 본드라인 내 형성된 산화물 생성 거동에 대한 EPMA 분석 결과와 일치하였다^[17]. 그림 6(c)에는 산화물 우측의 균열 전파면을 나타내었다. 수소가 결정 격자 내부로 침투하여 격자 간 결합력을 약화시키고 변형이 거의 발생하지 않은 상태에서 결정 평면(cleavage plane)을 따라 매우 낮은 에너지로 파괴되는 벽개 파괴(cleavage fracture)와 수소가 결정립계에 집중되어 계면 결합력 약화로 경계면을 따라 파괴되는 입계 파괴(intergranular fracture)가 복합적으로 나타났다. 외부 응력이 없는 상태에서 강 내부에 이러한 취성 파면이 나타나는 것은 수소에 의한 전형적인 취성 파면을 나타낸다. 일반적으로 비금속 개재물은 수소 원자의 축적 부위를 제공하여 수소 취성을 일으키는 것으로 알려져 있다^[27-^30]. 일반 강재의 대표적인 비금속 개재물은 Al-Si-Ca-O와 같은 산화물 또는 MnS, CaS와 같은 황화물 또는 Ti, Nb, V와 같은 합금원소가 N나 C와 결합하여 형성된 질화물 및 탄화물이 검출된다. 이와 달리 HF-ERW에서 본드라인 내 잔존되는 산화물은 Mn-Si-Al-(Ti)-(Nb)-O로 확인되며^[17], 이러한 산화물도 비금속 개재물이므로 HIC의 기점으로 작용된 것으로 생각된다. HF-ERW 시 발생되는 산화물에 대한 결정학적 구조, 화학적 결합 상태 등에 대해서는 추가적인 연구가 필요하다.

Fig. 3. Calculated CAR within the bondline according to heat input variation. (207kW~364kW)

Fig. 4. Analysis results of a fractured surface in #1(207kW, cold weld) : (a) SEM image of the fracture surface(×21), (b) SEM image of cold weld region(×500), (c) EDS results of cold weld region, (d) SEM image of boundary between cold weld region and normal fracture surface(×500), (e) EDS map analysis results of (d)

Fig. 5. Comparison of C-scan results before and after HIC test. (#1)

Fig. 6. Analysis results of a fractured surface in #4(266kW) : (a) SEM image of crack origin, (b) SEM image of welding inclusion at the crack origin, (c) SEM image on the right of the crack origin, (d) Map analysis results of (b)

그림 7에는 #5(284kW) 조건에서 본드라인을 따라 불연속적으로 발생된 균열 영역의 SEM/EDS 분석 결과를 나타내었다. 그림 6(a)와 마찬가지로 균열이 시작된 지점이 관찰 되었으며, 그림 7(a)에 나타내었다. ND 방향으로 약 700 ㎛, RD 방향으로 약 200 ㎛의 영역에 연속적으로 분포된 산화물이 확인되었다. 그림 7(b)에는 산화물 영역의 확대 SEM 사진을 나타내었으며, 본드라인 내 잔존된 산화물이 ND 방향으로 길게 연신되어 연속적으로 분포되는 것이 확인되었다. 그림 7(d)에는 이 산화물의 EDS map 결과를 나타내었으며, #4(266kW)와 달리 Mn-Si-Al-Ti-O 계의 산화물이 검출되었다. 입열 증가에 따른 용융금속 생성 증가와 입열 유지 시간 증가로 인해 합금원소들의 추가적인 산화가 일어난 것으로 판단된다. 입열량 및 용접 현상 변화에 따른 산화물의 산화 거동에 대해서는 추가적인 연구가 필요하다. 그림 7(c)에는 균열 전파면을 나타내었으며, 산화물 잔존 영역을 기점으로 수소에 의한 벽개 파괴(cleavage fracture)와 입계 파괴(intergranular fracture)가 복합적으로 나타난 수소 취성 파면이 관찰되었다. 이처럼 용접 조건 및 현상 변화에 따라 본드라인 내 형성된 산화물의 잔존 거동이 달라지며, 이러한 산화물이 연속적으로 넓은 범위에 분포되면 수소 취성의 기점이 되는 것을 확인할 수 있다.

그림 8에는 가장 넓은 영역에 균열이 발생된 #8(364kW)조건에서 균열 기점 주변의 균열 전파 영역에 대한 EBSD 분석 결과를 나타내었다. 그림 8(a)에 균열이 발생된 영역의 SEM 사진을 나타내었으며, 본드라인을 따라 ND 방향으로 길게 균열이 발생되었다. 그림 8(e)에 EDS map 분석 결과를 나타내었으며, 20 ㎛ 내외의 미세 산화물이 본드라인을 따라 불연속적으로 분포된 것을 확인할 수 있다. 그림 8(a)의 SEM 사진과 (e)의 EDS map 분석 결과를 비교하여 그림 8(a)에 산화물이 잔존된 영역(검정색 점선)과 균열이 전파된 영역(흰색 점선)을 구분하여 나타내었다. 그림 8(c)에는 IPF map을 나타내었으며, 균열이 입계를 따라 불연속적으로 분포된 산화물들의 사이 구간에서 발생되고, 균열 전파는 입계 전파와 입내 전파가 복합적으로 나타난 것을 확인할 수 있다. 또 그림 8(d)에는 KAM map을 나타내었다. Ha 등의 연구 결과에 따르면 HF-ERW 시 잔존된 수 십 ㎛의 산화물 주변에는 잔류응력이 매우 낮은 것으로 확인 되었다^[17]. 반면 HIC 시험이 진행된 그림 8(d)의 경우 산화물 및 균열 주변으로 잔류응력이 집중된 것을 확인할 수 있으며, 미세 산화물을 중심으로 변형 및 균열이 집중되는 바, 기점부 주변의 불연속적인 미세 산화물은 균열 면적을 더욱 증가시키는 것으로 판단된다.

Fig. 7. Analysis results of a fractured surface in #5(284kW, normal weld) : (a) SEM image of crack origin, (b) SEM image of welding inclusion at the crack origin, (c) SEM image on the right of the crack origin, (d) Map analysis results of (b)

Fig. 8. EBSD analysis results of a HIC crack propagation in #8(364kW) : (a) SEM image of crack propagation, (b) Band contrast image of (a), (c) IPF map parallel to RD of (a), (d) KAM map of (a), (e) Map analysis of (a)

그림 6 및 그림 7의 균열 기점에 대한 분석 결과에서 본드라인 내 잔존된 산화물이 수 백 ㎛의 넓은 영역에 연속적인 분포로 잔존되면 그 영역에 수소가 집중되어 수소 유기 균열의 기점으로 작용되는 것을 확인하였다. 또 그림 8의 균열 기점 주변의 균열 전파 영역에 대한 분석 결과에서 본드라인 내 잔존된 산화물이 수~수십 ㎛의 미세한 크기로 잔존되면 수소 유기 균열의 전파 경로로 작용되고 균열 면적을 더욱 증가시킬 수 있음을 확인하였다. 그러므로 HF-ERW에서 안정적인 수소 취성 저항성을 확보하기 위해서는 연속적이고 넓은 산화물 분포뿐만 아니라 불연속적이고 미세한 산화물까지도 제어할 수 있어야 할 것으로 생각된다.

3.2 용접 입열량에 따른 용접 현상 변화와 발진 주파수의 상관 관계

Ha 등은 HF-ERW의 용접 현상 변화에 따라 내로우 갭의 길이 변화와 브릿지의 생성과 이동 및 소멸 현상이 나타나고, 이러한 변화를 발진 주파수의 파형 변화로 검출함으로써 현재 진행중인 용접 현상을 판별할 수 있는 것으로 보고하였다^[17, ^21]. 그림 9에는 용접 입열량에 따른 용접 현상 변화를 모식적으로 나타내었으며, 그림 10에는 용접 입열량에 따른 발진 주파수 변화를 나타내었다. 입열량이 낮으면 그림 9(a)와 같이 브릿지의 형성 및 내로우 갭이 나타나지 않아 입열량이 가장 낮은 조건인 207kW에서는 전류 경로의 변화가 거의 없기 때문에 그림 10(a)와 같이 발진 주파수 파형에도 큰 변화가 없다.

한편 그림 9(b)와 같이 입열량이 증가하면 척력이 증가하여 내로우 갭이 형성 되고, 브릿지의 형성과 이동이 일어난다. A(검정색 화살표)의 최초 전류 경로에서 브릿지가 생성됨에 따라 B(파란색 화살표)와 같이 전류의 경로가 급격히 변화된 후, 브릿지가 용접 지점으로 이동함에 따라 전류 경로도 C(빨간색 화살표)와 같이 변화된다. 브릿지가 용접 지점에 도달 후 소멸하면서 다시 A(검정색 화살표)의 전류 경로를 회복한다. 브릿지 생성은 거의 동일한 위치에서 큰 변화 없이 반복되며, 매우 빠른 속도로 용접 지점까지 이동된 후 소멸하는 현상이 매우 규칙적으로 반복된다. 따라서, 입열량이 낮은 그림 10(a)의 207kW 대비 그림 10(b)의 246kW에서의 주파수 변화 그래프에서 내로우 갭 길이에 비례하여 주파수 변화폭(Δf)이 더 커진 것을 알 수 있으며, 주파수 파형의 주기성도 규칙적이고 반복적으로 나타난다.

Fig. 9. Effects of welding heat input on welding phenomena : a) at low heat input, b) at intermediate heat input, c) at high heat input

Fig. 10. Effects of welding heat input on oscillation frequency : a) at low heat input(207kW) b) at intermediate heat input(246kW), c) at high heat input(327kW)

입열량이 더욱더 증가하면 그림 9(c)와 같이 내로우 갭의 길이가 매우 크게 증가하고, 최초 전류 경로(A)에서 브릿지 생성에 의해 변화되는 전류 경로(B)의 변화가 더욱 커진다. 또 입열량 증가에 따른 척력 증가로 인해 내로우 갭의 폭이 넓어지게 되고 내로우 갭 내에서 N 번째의 브릿지가 생성되는 위치 및 주기가 불규칙해진다. 따라서 입열량이 327kW에서의 주파수 파형을 나타낸 그림 10(c)에서는 내로우 갭 길이 증가에 비례하여 전반적인 주파수 변화폭(Δf)이 매우 크게 증가되었으며, 주파수 변화폭과 브릿지 생성 주기가 불규칙하게 나타난 것으로 생각된다. 따라서, 재료 내의 용접 현상인 내로우 갭의 생성과 브릿지의 생성 및 이동과 소멸을 발진 주파수의 파형으로 관찰할 수 있으며, 이를 분석함으로써 실제 재료 내에서 나타나는 용접 현상을 해석할 수 있을 것으로 생각된다.

그림 11에는 발진 주파수의 파형을 정량적으로 해석할 수 있는 피크 높이(peak prominence), 특이 피크 수(number of detected peak), 입열 강도(strength of heat input)의 특징을 모식적으로 나타내었다. 피크 높이는 내로우 갭의 길이에 비례하므로 발진 주파수의 최대, 최소 위치를 통해 현재 내로우 갭의 길이 변화를 판단할 수 있다. 특이 피크 수는 브릿지 형성에 의해 전류 경로가 급격하게 변하는 지점을 나타내며, 전반적인 피크 높이 대비 일정 수준 이상의 변화가 나타난 수를 집계하여 단위 시간 당 특이 피크 수를 확인하면 브릿지의 생성 경향을 확인할 수 있는 지표로 활용할 수 있다. 입열 강도는 브릿지 형성 후 새로운 브릿지가 생성되는 1주기 동안 실제 재료에 적용된 입열량을 나타낸다. 용접 시 발생되는 척력은 입열량에 비례하며, 이 척력에 의해 내로우 갭의 길이 및 형상이 변화되어 브릿지의 형성 빈도와 이동 속도가 변화되며, 이러한 변화가 발진 주파수의 파형으로 나타난다. 각 1주기 동안 파형 변화의 아래 면적(APUP, area under peak per unit peak)을 입열 강도로 정의하여 단위 시간(1 sec) 당 변화를 정량적으로 분석함으로써 용접 현상을 해석할 수 있다.

Fig. 11. Schematic illustration of the quantitative features for oscillation frequency waveform analysis. (Peak prominence, number of detected peak, strength of heat input)

Kim 등^[31]은 HF-ERW에서 본드라인 내 형성된 산화물(penetrator)이 잔존되는 메커니즘에 관하여 고주파 전류에 의해 발생되는 전자기적 척력이 내로우 갭을 형성하고, 브릿지 발생에 따라 전류 경로가 변화하게 되면 내로우 갭 내의 구간에 척력이 소실되어 산화물이 배출되지 못하고 잔존하는 것으로 보고하였다. 그리고 브릿지가 모세관 힘(capillary force)에 의해 다시 용접 점으로 이동되면서 용융 금속 및 잔존 산화물을 제거하는 스위핑(sweeping) 작용을 하여 안정된 용접부를 얻을 수 있다고 하였다. 그러나 1차 브릿지가 용접 점에 도달하기 이전에 새로운 2차 브릿지가 형성되면 1차 스위핑이 완전히 이루어 지지 않아 산화물이 완전히 제거 되지 못하고 일부 영역에 산화물이 잔존하는 것으로 보고하였다. 따라서 안정적인 용접부를 얻기 위해서는 브릿지의 구동력이 특정 이상 수준으로 유지되는 내로우 갭의 길이와 모양을 확보함으로써 최적의 HF ERW 조건을 구할 수 있다고 했다. 그러나 안정적인 스위핑이 이루어지는 용접 조건을 정량적으로 분석한 예는 많지 않은 실정이다.

그림 12에는 동일한 용접조건에서 각 입열량에 따른 그림 11의 입열 강도를 계산하여 나타내었다. 그림에서 하나의 원은 1초 동안의 입열 강도 변화의 평균을, 화살표는 동일 용접 조건에서 입열 강도의 편차를 나타낸다. 입열량이 낮을 때(#1 207kW와 #2 226kW)때는 내로우 갭의 형성이 없기 때문에 전류 경로의 변화도 거의 없으므로 피크 높이와 특이 피크의 수가 매우 낮으며, 이러한 특징 분석으로 쉽게 냉접으로 구분할 수 있다^[17]. 반면, 정상 용접이 되기 시작한 #3 246kW에서는 짧은 길이의 내로우 갭이 형성되었으며, 그림 10(b)와 같이 매우 규칙적인 주파수 파형을 가지므로 입열 강도 편차(화살표)가 매우 낮게 나타났다. 이후 입열 강도 편차(화살표)는 #5 284kW까지 입열 증가에 따라 함께 증가하고 #6 303kW에서 소폭 감소한 후 다시 증가되었다.

그림 13에는 정상 용접이 되기 시작한 #3 246kW 이상의 입열량에서 입열 강도 편차와 그림 3의 수소 유기 균열 면적을 비교하여 나타내었다. 그림에서 입열 강도 편차와 수소 유기 균열 면적이 매우 유사한 경향으로 변화하였다. 일정한 용접 조건에서 입열 강도 편차가 작게 나타나는 것은 그 용접 조건의 브릿지 생성 및 이동이 규칙적인 것을 나타내며, Kim^[31] 등이 나타낸 안정적인 스위핑이 일어나는 조건에 해당된다. 반면, 일정한 용접 조건에서 입열 강도 편차가 크게 나타나는 것은 그 용접 조건의 브릿지 생성 및 이동이 불규칙한 용접 영역이라는 것을 나타내어 불안정한 스위핑 발생에 따라 본드라인 내 형성된 산화물이 잔존될 확률이 높아지는 조건에 해당된다. 따라서 입열 강도 편차는 본드라인 내 산화물 잔존 확률을 나타내며, 수소 유기 균열 저항성에 대한 지표로 활용할 수 있다. 본 연구에서는 입열 강도 편차가 48 이하일 때, CAR이 3% 미만으로 양호한 수준의 수소 유기 균열 저항성을 확보할 수 있었다. 따라서 본 연구의 결과로부터 HF-ERW의 용접 안정성을 발진 주파수 파형 분석으로 정량적인 판단을 하고, 이를 활용함으로써 수소 유기 균열에 대한 저항성을 안정적으로 확보할 수 있을 것으로 기대된다.

Fig. 12. Variation in strength of heat input according to change in welding heat input.(distribution and deviation)

Fig. 13. Relationship between APUP deviation and CAR with respect to heat input variation

4. 결 론

본 연구에서는 HF-ERW 시 본드라인 내 잔존되는 산화물과 HIC의 관계에 관하여 상세히 분석하고, 용접 현상 변화에 따라 달라지는 발진 주파수의 파형을 분석하여 안정적인 용접 영역을 정량적으로 해석 할 수 있는 방법에 관하여 조사하였으며, 그 결과를 종합하면 다음과 같다.

1) 입열량에 따른 용접 현상 변화에 따라 HIC의 발생 거동이 달라졌으며, 균열은 주로 본드라인 내 ND 방향으로 길게 분포된 산화물(Mn-Si-Al-(Ti)-(Nb)-O)에서 발생했다. 산화물이 수 백 ㎛의 연속적인 분포로 잔류하면 HIC의 기점으로 작용하며, 수~수십 ㎛의 불연속적인 분포로 잔류하면 HIC가 성장하는 전파 경로로 작용할 수 있다. 따라서 본드라인 내 잔존되는 산화물의 형성을 억제할 수 있는 용접 조건의 도출이 필요하다.

2) 입열량에 따른 용접 현상 변화에 따라 내로우 갭의 형성 및 브릿지의 생성과 이동 양상이 달라져서 HF-ERW의 전류 경로 변화를 유발하며, 이 변화는 발진 주파수의 파형 변화를 유발한다. 따라서 발진 주파수 파형을 분석하면 현재 진행중인 용접 현상을 분석할 수 있다.

3) 발진 주파수 파형 분석을 통해 전류 경로의 변화(내로우 갭의 길이)를 나타내는 피크의 높이, 브릿지의 형성에 의해 전류 경로가 급격하게 변하는 특이 피크의 수, 브릿지 형성 및 이동 후 새로운 브릿지가 생성되는 1주기 동안 실제 재료에 적용된 입열량을 나타내는 입열 강도를 추출하여 단위 시간 당 변화량을 정량적으로 분석함으로써 현재 진행중인 용접 현상을 해석할 수 있었다.

4) 입열 강도 편차와 HIC 발생 면적을 비교하여 입열 강도 편차의 증감에 따라 균열 발생 면적도 증감되는 것을 확인할 수 있었다. 이는 입열 강도 편차가 용접의 안정성을 나타내기 때문이며, 일정한 용접 조건에서 입열 강도 편차가 낮다는 것은 그 용접 조건의 브릿지 생성 및 이동이 규칙적이며 안정적인 용접이 진행되는 것을 나타낸다. 따라서 입열 강도 편차가 안정적인 용접 조건을 적용하면 HF-ERW의 용접부 수소 취성 저항을 향상 시킬 수 있다.