工學碩士 學位論文

LPG특수선 재액화장치용 순티타늄판의

Nd:YAG 레이저 용접성에 관한 연구

A Study on the Weldability of Pure Titanium Sheet for

LPG Reliquifaction System by Nd:YAG Laser

指導敎授 金 鍾 道

2008年 8月

韓國海洋大學校 大學院

機關시스템工學科

郭 明 燮

本 論文을 郭明燮의 工學碩士 學位論文으로 認准함

主 審 工學博士 文 慶 萬 ㊞

副 審 工學博士 李 明 勳 ㊞

副 審 工學博士 金 鍾 道 ㊞

2008年 6月 24日

韓國海洋大學校 大學院

機關시스템工學科

郭 明 燮

- i -

목 차

Abstract

1. 서론 ···················································································································1

1.1 연구 배경 ·················································································································1

1.2 연구 목적 및 내용 ·································································································4

2. 이론적 배경 ·····································································································6

2.1 티타늄의 종류와 특성 ··························································································6

2.1.1 티타늄의 종류 ·····································································································6

2.1.2 티타늄의 특성 ·····································································································9

2.2 티타늄의 제조방법 및 적용현황 ·····································································19

2.2.1 티타늄의 제조방법 ···························································································19

2.2.2 티타늄의 적용현황 ···························································································22

2.3 티타늄의 접합기술 ······························································································25

2.3.1 접합 방법에 따른 분류 ···················································································25

2.3.2 용접 금속에 따른 분류 ···················································································30

3. 실험 재료 및 방법 ······················································································34

3.1 실험 재료 ···············································································································34

3.2 실험 장치 및 방법 ·······························································································36

3.2.1 Nd:YAG 레이저 ·······························································································36

3.2.2 실험 방법 ···········································································································41

- ii -

4. 실험 결과 및 고찰 ······················································································44

4.1 순티타늄의 펄스 Nd:YAG 레이저 용접특성 ···············································44

4.1.1 겹치기용접 ·········································································································44

4.1.2 엣지용접 ·············································································································75

4.2 순티타늄의 연속 Nd:YAG 레이저 용접특성 ···············································86

4.2.1 비드용접 ·············································································································86

4.2.2 겹치기용접 ·········································································································94

4.2.3 엣지용접 ···········································································································102

4.3 실드조건이 용접특성에 미치는 영향 ···························································114

4.3.1 비드색깔 변화에 따른 용접성 ·····································································114

4.3.2 미세조직에 미치는 영향 ···············································································120

4.3.3 적절한 실드범위의 지정 ···············································································127

4.4 용접부의 기계적 특성 평가와 재액화장치로의 적용 ······························130

4.4.1 경도 특성 ·········································································································130

4.4.2 인장 특성 ·········································································································136

4.4.3 실물 열교환판으로의 적용 ···········································································140

5. 결론 ····························································································································144

참고문헌 ························································································································146

- iii -

A Study on the Weldability of Pure Titanium Sheet for

LPG Reliquifaction System by Nd:YAG Laser

Myung-Sub, Kwak

Division of Marine System Engineering

Graduate School of Korea Maritime University

Abstract

Titanium and its alloys have excellent corrosion and erosion resistance,

high specific strength and creep properties in high temperature, and these

properties make them using various fields of application. For example, the

chemical plant, sports and leisure equipments, aero spaces, and so on.

Titanium heals itself even though the oxidation layer(TiO2) is broken in the

sea water. Therefore, it has outstanding resistance for the stress corrosion

cracking, crevice corrosion, pitting and microbiologically influenced corrosion.

Additionally, pure titanium has good formability which bring out to the best

material for the heat exchanger plate.

Conventional plate type heat exchanger has prevented fluid leakage with

gaskets between the plates by mechanical joining method, but gaskets are

hardened in high temperature and pressure. Thus, LPG re-condenser which

is always in high temperature and pressure, is jointed its plates by welding.

EBW and diffusion bonding make high quality welds, but it should be done

in vacuum conditions. And arc weldment has large HAZ and possibility of

distortion because of large heat input. Hence, laser welding is applied to get

- iv -

sound beads with small heat input and high aspect ratio in the air.

CP titanium(ASTM grade 1) was used by experimental materials. It was

welded by pulsed and CW Nd:YAG laser. The best welding conditions for

production were drew out after investigation of welding parameters and

heat sources.

The principal laser welding factors for titanium are as followed ; First, the

pulse width which can control the peak power is the most important

parameters of pulsed laser. And the laser power and welding speed that

can control the heat input are the most important parameters in CW laser.

Secondly, the weld bead changes its color to gold, brown, blue and gray

with oxidation. And nitrogen is more effective to the embrittlement of welds

than oxygen. Finally, if weldments are exposed in the air, microstructure of

weld metal is changed to martensitic structure. Conclusionally, the most

important thing for titanium welding is the selection of shield conditions.

- 1 -

1. 서론

1.1 연구 배경

티타늄 및 티타늄합금은 표면의 치밀한 부동태 피막(passivity layer)으로 인

하여 초임계수 중에서도 니켈 초합금과 동등 이상의 내식성을 나타낸다1)

. 저탄

성 계수, 우수한 고온 크리프 특성(creep property)2)~3)

, 높은 비강도(강도/밀

도)4)~5) 및 비인성(인성/밀도)을 가지며 저온에서 연성취성 천이현상이 없기 때

문에6)

각종 화학 플랜트, 제트기 엔진 케이스, 자동차용 배기밸브, 군사용 방호

설비, 스포츠 용품 등의 우주․항공, 자동차, 군사설비 및 레저 분야 등에 널리

사용되고 있다. 또한 인체에 대하여 세포독성이 없고 생체친화성

(biocompatibility)이 좋으며 내마모성, 피로강도 특성도 우수하기 때문에 임플

란트7)

, 인공관절 등의 의료분야에 이르기까지 그 사용 영역이 점점 확대되고

있다. 특히 해수환경에서 응력부식균열(stress corrosion cracking), 틈부식

(crevice corrosion), 공식(pitting) 및 미생물부식(microbiologically influenced

corrosion)에 대한 저항성이 탁월하고8)

, 성형성이 좋은 순티타늄은 열교환기, 밸

러스트 탱크, 담수화설비 및 MGPS 전극9) 등의 제작에 최적의 재료로 부각되고

있다.

티타늄 및 티타늄합금의 접합에는 일반적으로 GTAW(gas tungsten arc

welding), GMAW(gas metal arc welding), PAW(plasma arc welding),

LBW(laser beam welding) 및 EBW(electron beam welding)과 같은 액상접합

프로세스가 사용되고 10)~12)

, 고상접합 방법인 확산접합13)~14)

, 압접 등도 적용되

고 있다. 티타늄은 대기와의 화학적 친화력이 강하기 때문에 약 300℃이상에서

부동태피막이 깨어지면 대단히 활성한 상태로 되고 대기 중의 O, N, H 및 C

등의 침입형원소와 반응하여 쉽게 취화되므로 이들 및 기타 오염물질로부터 용

접부를 보호하기 위하여 용융, 응고 및 냉각 중 불활성가스인 He, Ar 등을 사

용하여 국부적인 실드를 하거나 보호 챔버내에서의 고진공 형성으로 인한 배기

- 2 -

가 필요하다. 오염물이 일정량 이상이 되면 용접 중 형성된 응력 및 용접부의

취화에 의해서 균열이 발생하고 표면의 유분, 산화물 및 기타 불순물에 의해

용접부에 기공(porosity)이 생성될 수 있으므로 이에 대한 전처리도 필요하다.

GMAW, EBW, PAW와 같은 프로세스는 티타늄 대형구조물의 용접에 적당하

나 GMAW는 용접품질이 떨어지고, EBW와 PAW는 용접품질은 우수하나 장비

가격이 비싸며 특히, EBW는 진공챔버 내에서 실시되기 때문에 용접부의 품질

은 매우 양호하지만 작업성이 떨어지는 단점이 있다4)

.

이에 반하여 레이저용접은 대기중에서도 어스펙트비(aspect ratio)가 큰 용접

부를 얻을 수 있고 적절한 실드에 의해서 용접부의 산화를 막을 수 있다. 펄스

레이저는 단속적인 조사에 의해 입열(heat input)이 현저히 적기 때문에 박판

접합에 적당하고, 연속레이저는 펄스레이저에 비하여 입열이 커서 고속 용접이

가능하므로 대량 생산설비에 적용이 가능하다.

朝比奈 등1)은 공업용 순티타늄(JIS H46002)을 펄스 YAG레이저를 사용하여

맞대기 용접하였으며 후방실드(after shield)없이 동축(coaxial) 및 이면실드(back

shield)만으로도 굽힘 및 딥드로잉 테스트에서 성형성이 모재와 거의 동등한 우

수한 용접부를 얻었다. 인장시험에서는 시험편이 모재에서 모두 파단되었고, 용

접부에 반경 10mm의 노치를 가공하여 시험한 결과 용접부가 연성파단함을 확

인하였다. 용접속도의 증가에 따른 용접부와 HAZ(heat affected zone)의 결정

립 미세화를 관찰하였고 모재와 용접부의 산소․질소 정량분석을 통하여 용접

부의 산소 및 질소 함유량이 모재와 동등한 것을 확인하였다.

篠田6) 등은 β티타늄 합금인 Ti-22V-4Al을 연속 CO2레이저를 이용하여 맞대

기 용접하였다. 모재에 간극(gap)과 단차(misalignment)를 두어 용접 가능한 범

위를 조사하였으며 간극을 둔 경우에는 모재 두께의 약 20%에서 용접 비드가

분리되었고, 단차 실험에서는 모재의 약 80%정도에서도 언더컷(under cut) 혹

은 험핑비드(humping bead)는 발견되지 않았다. 또한 인장 및 에릭슨 시험을

통하여 파단이 일어나는 형태가 시효온도에 따라서 달라짐을 확인하였다.

藤井15)~16) 등은 순티타늄(TP 340), STS304 및 연강판(SPC)을 CO2레이저와

- 3 -

GTAW 장치를 사용하여 용접하고 모재의 물성에 따른 용접성을 평가하였다.

寺崎17~18)

등은 공업용 순티타늄의 GTAW시에 X선 회절시스템을 사용하여 β

상 조직에서 α상으로의 변태를 조직의 형태변화와 성장속도의 관점에서 실시

간으로 관찰하여 GTAW시에 순티타늄의 β-α변태는 확산변태에 의해 발생하

다고 추측하였다. 또한 Kim19)

등은 Grade 2의 순티타늄 박판을 연속 냉각하고

온도에 따른 저항을 측정하여 β-α변태과정을 연구하였으며, 이 때 철(Fe)이

β안정화제(stabilizer)로 작용하여 마르텐사이트 변태를 위한 임계냉각온도를

낮추는 역할을 한다고 보고하고 있다.

지금까지의 연구에서는 펄스폭(pulse width)과 펄스반복율(pulse repetition

rate)의 변화를 통한 험핑비드의 제어, 산소․질소 정량분석과 경도측정 결과를

통한 용접비드 색깔과 용접성의 명확한 해명, 실드가스의 종류 및 유량에 따른

용접특성 평가, 용접부의 겹침(over lap)부위에 대한 조직적 관찰 등은 찾아볼

수 없었다.

본 연구에서는 LPG 재액화장치 제작을 위하여 불순물이 거의 함유되어 있지

않은 Grade 1의 공업용 순티타늄판을 펄스 및 연속 Nd:YAG레이저로 용접하여

그 기초 물성 및 각종 용접 매개변수에 따른 용접성을 평가하고 실물 열교환판

에 적용하고자 한다.

- 4 -

1.2 연구 목적 및 내용

기존의 열교환기에서는 열교환판 사이에 가스켓(gasket)을 삽입하고 기계적으

로 체결하여 유체의 누설을 방지하여 왔으나 고온․고압의 환경에서는 가스켓

의 열화 및 경화에 의해 누설이 발생하는 문제점이 있다. 따라서 항상 고온․

고압에 노출되어 있는 LPG 재액화장치에서는 Fig. 1.2.1과 같이 가스켓을 사용

하지 않고 열교환판을 용접하여 사용하고 있다. 그러나 한번 용접된 판은 분리

가 불가능하기 때문에 신뢰성 있는 용접부를 얻는 것이 무엇보다 중요하다.

기존에는 GTAW 장치를 사용하여 순티타늄판을 용접 하였으나 과도한 입열

에 의하여 용접부가 변형되고 조대한 HAZ로 인하여 선박에 탑제시 진동에 의

해 피로응력부식이 발생할 수 있다. 따라서 본 연구에서는 입열이 극히 적고

미세한 입열의 제어가 가능한 펄스 Nd:YAG레이저와 생산성을 고려하여 고속

용접이 가능한 연속 Nd:YAG레이저를 사용하여 고품질의 용접부를 얻고자 하

였으며 이에 대한 세부 내용은 다음과 같다.

(1) 순티타늄의 기초 물성 및 용접 매개변수에 따른 용접성 평가

비드용접(Bead welding), 겹치기용접(Butt welding) 및 엣지용접(Edge

welding)을 실시하여 램프전압(lamp voltage, VL) 혹은 레이저출력(laser power,

PL), 초점거리(defocused distance, fd), 용접속도(welding speed, ν), 펄스 반복율

(pulse repetition rate, τp), 간극(gap), 단차(misalignment) 등에 따른 용접성을

평가하였다.

(2) 실드 조건이 용접특성에 미치는 영향 분석

실드의 유무, 실드가스의 종류 및 유량, 노즐 위치 등이 용접부에 미치는 영

향을 비커스 경도(vickers hardness), 산소․질소의 정성 및 정량분석, 적외선

카메라(infrared camera)를 이용한 온도측정 등을 통하여 분석하였다.

비드 중첩부의 냉각속도, 중첩정도 및 산소와 질소의 량에 따른 미세조직 변

화의 원인을 추정하였다.

- 5 -

(3) 용접부의 기계적 특성 평가

인장시험을 통하여 용접부의 인장 및 항복강도를 구하고 그 파면을

SEM(Scanning Electron Microscope)을 통하여 확인하였으며 실물 열교환기에

적용할 최적의 조건을 선정하였다.

Fig. 1.2.1 Example of full welded type heat exchanger

Gasket

Sea waterinlet

Sea wateroutlet

LPG inlet (gas)

LPG outlet (liquid)

No gasket

Gasket

Sea waterinlet

Sea wateroutlet

LPG inlet (gas)

LPG outlet (liquid)

No gasket

- 6 -

2. 이론적 배경

2.1 티타늄의 종류와 특성

2.1.1 티타늄의 종류

티타늄합금은 미세구조, 즉 상변태에 따라 (i) 순수 또는 공업용 순티타늄(CP

Ti), (ii) α 및 준α합금, (iii) α-β 합금, (iv) 준β합금으로 크게 구분된다.

순수한 티타늄은 다른 금속과 마찬가지로 변태온도 이상과 이하에서 원자의

배열이 변하는 동소변태(allotropic transformation)를 일으킨다. Fig. 2.1.1에 나

타낸 것과 같이 882℃ 이하에서는 조밀육방격자(HCP)의 구조를 가지는 α상으

로 존재하지만883℃ 이상으로 가열하면 체심입방격자(BCC)의 구조를 가지는

β상으로 변태한다. 이 때, 빗금친 부분은 가장 조밀한 면과 방향을 나타낸다.

Ti의 동소변태 온도는 첨가되는 합금원소의 조성에 따라 달라진다. 예를 들

면, Ti에 Al을 첨가하면 Fig. 2.1.2(b)와 같이 변태온도가 상승하여 α상 영역이

확장되는 반면, Mo을 첨가하면 Fig. 2.1.2(c)와 같이 변태온도가 하강하여 β상

영역이 확장된다. Al과 같이 α상의 영역을 확장시키는 원소를 α안정화 원소

(stabilizing element), Mo과 같이 β상의 영역을 확장시키는 원소를 β안정화

원소라고 한다. α안정화 원소에는 Al 외에 O, N, Ga, Ge 등이 있으며, β안정

화 원소에는 Mo 외에 V, Nb, Ta, Cr, Mn, Fe, Co, Ni, Cu 등의 원소가 있다.

또한 각각의 합금원소가 α상과 β상을 안정화 시키는 능력을 Al과 Mo의 경우

를 "1"로 하여 각각 Al 당량(equivalency)과 Mo 당량으로 나타낸다2), 3), 20). Fig.

2.1.3에 α, β 안정화 원소와 각 상의 안정을 위해 필요한 Al 당량과 Mo 당량

및 그 계산식을 나타낸다3)

.

- 7 -

Fig. 2.1.1 Crystal structure of α and β phase2)

T≤882℃ T>882℃

(a) HCP(α phase) (b) BCC(β phase)

Fig. 2.1.2 Influence of alloying elements on phase diagrams of Ti alloys3)

β

α

Ti

β

α

Ti

βα+β

α

Ti

βα+β

α

Ti

αα+β

β

Ti

αα+β

β

Ti

β

α α+β

α+AxBy

β+AxBy

Ti

β

α α+β

α+AxBy

β+AxBy

Ti

(a) Neutral (b) α-stabilizing (c) β-isomorphous (d) β-eutectoid

- 8

-

Fig

. 2.

1.3

α a

nd

β

-sta

bil

izin

g e

lem

ents

fo

r ti

tan

ium

3)

1 H 3 Li

11

Na

19 K 37

Rb

55

Cs

87 Fr

4 Be

12

Mg

20

Ca

38 Sr

56

Ba

88

Ra

Lanth

anid

ee

Acti

nid

e

21

Sc

39 Y 71

Lu

103

Lr

22 Ti

40 Zr

72

Hf

104

Rf

23 V 41

Nb

73

Ta

105

Db

24

Cr

42

Mo

74 W 106

Sg

25

Mn

43

Tc

75

Re

107

Bh

26

Fe

44

Ru

76

Os

108

Hs

27

Co

45

Rh

77 Ir

109

Mt

28 Ni

46

Pd

78 Pt

29

Cu

47

Ag

79

Au

30

Zn

48

Cd

80

Hg

5 B 13 Al

31

Ga

49 In 81 Tl

6 C 14 Si

32

Ge

50

Sn

82

Pb

7 N 15 P 33

As

51

Sb

83 Bi

8 O 16 S 34

Se

52

Te

84

Po

9 F 17 Cl

35

Br

53 I 85 At

2 He

10

Ne

18 Ar

36 Kr

54

Xe

86

Rn

No s

olu

bili

ty

Low

solu

bili

ty

β-sta

bili

zer used a

s a

lloyi

ng e

lem

ent

β-sta

bili

zer

α-sta

bili

zer used a

s a

lloyi

ng e

lem

ent

α-sta

bili

zer

β-sta

bili

zing s

trength

(M

oly

bdenum

equiv

ale

nt)

α-sta

bili

zin

g s

trength

(Alu

min

um

equiv

ale

nt)

[M

o]

eq.=

[M

o] +

0.2

[Ta]

+ 0

.28[N

b] +

0.4

[W

] +

0.6

7[V]+

1.2

5[C

r] +

1.2

5[N

i] +

1.7

[Mn] +

1.7

[C

o] +

2.5

[Fe]

[Al]

eq.=

[Al]

+ 0

.17[Z

r] +

0.3

3[S

n]

+ 1

0[O

]

For com

mon

βallo

ys (

beta

sta

ble

) :

[M

o]

eq.:12-25; [A

l]eq.:1.4

-4

α/β

allo

ys :

[M

o]

eq.:2.5

-12; [Al]

eq.:3-6

αand n

ear-

αallo

ys :

[M

o]

eq.:1.3

-2.0

; [Al]

eq.:5-8

1 H 3 Li

11

Na

19 K 37

Rb

55

Cs

87 Fr

4 Be

12

Mg

20

Ca

38 Sr

56

Ba

88

Ra

Lanth

anid

ee

Acti

nid

e

21

Sc

39 Y 71

Lu

103

Lr

22 Ti

40 Zr

72

Hf

104

Rf

23 V 41

Nb

73

Ta

105

Db

24

Cr

42

Mo

74 W 106

Sg

25

Mn

43

Tc

75

Re

107

Bh

26

Fe

44

Ru

76

Os

108

Hs

27

Co

45

Rh

77 Ir

109

Mt

28 Ni

46

Pd

78 Pt

29

Cu

47

Ag

79

Au

30

Zn

48

Cd

80

Hg

5 B 13 Al

31

Ga

49 In 81 Tl

6 C 14 Si

32

Ge

50

Sn

82

Pb

7 N 15 P 33

As

51

Sb

83 Bi

8 O 16 S 34

Se

52

Te

84

Po

9 F 17 Cl

35

Br

53 I 85 At

2 He

10

Ne

18 Ar

36 Kr

54

Xe

86

Rn

No s

olu

bili

ty

Low

solu

bili

ty

β-sta

bili

zer used a

s a

lloyi

ng e

lem

ent

β-sta

bili

zer

α-sta

bili

zer used a

s a

lloyi

ng e

lem

ent

α-sta

bili

zer

β-sta

bili

zing s

trength

(M

oly

bdenum

equiv

ale

nt)

α-sta

bili

zin

g s

trength

(Alu

min

um

equiv

ale

nt)

[M

o]

eq.=

[M

o] +

0.2

[Ta]

+ 0

.28[N

b] +

0.4

[W

] +

0.6

7[V]+

1.2

5[C

r] +

1.2

5[N

i] +

1.7

[Mn] +

1.7

[C

o] +

2.5

[Fe]

[Al]

eq.=

[Al]

+ 0

.17[Z

r] +

0.3

3[S

n]

+ 1

0[O

]

For com

mon

βallo

ys (

beta

sta

ble

) :

[M

o]

eq.:12-25; [A

l]eq.:1.4

-4

α/β

allo

ys :

[M

o]

eq.:2.5

-12; [Al]

eq.:3-6

αand n

ear-

αallo

ys :

[M

o]

eq.:1.3

-2.0

; [Al]

eq.:5-8

- 9 -

2.1.2 티타늄의 특성

(1) 물리적 및 기계적 성질

티타늄과 주요 원소들의 물리적 특성을 Table 2.1.1에, 티타늄 합금과 다른

금속재료의 물리적 및 기계적 성질을 Table 2.1.2에 각각 나타낸다.

Ti의 융점은 1,668℃로 Fe 보다 100℃이상, Al에 비해 약 2.5배정도가 높다.

비중은 Fe의 60%정도로 가벼우며, Al에 비해서는 1.6배 정도 무겁다. 그러나 Ti

은 인장강도(tensile strength)를 밀도(density)로 나눈 값인 비강도(specific

strength)가 크기 때문에 튜브, 열교환기 및 냉각기의 내부뿐만 아니라 파이프

시스템과 선박에 걸쳐 무게 및 비용 절감에 기여하고 있고 항공기용 소재로도

많이 개발되고 있다. 열전도율은 Al의 약 1/15, Fe의 약 1/4로 낮고, 스테인리

스강과 거의 같은 정도이다. 따라서 용접시에 입열이 달아나기 어렵고, 두께가

얇은 재료의 용접시에는 입열의 조절이나 열 방출의 고안이 중요하다.

열교환기에 많이 사용되는 재료의 기계적 성질을 Table 2.1.3에서 살펴보면,

Grade 2보다 성형성이 좋은 Grade 1의 연신률(elongation)은 최소 24%이고 일

반적으로 30%를 넘고 STS316보다 열전도도(thermal conductivity)가 크다. 이

특성은 열이 열교환기 내부를 지나갈 때 냉각능력을 결정하는 매우 중요한 인

자중의 하나로써 튜브설비에서 매우 중요하다. Ti은 열전도도는 Cu-Ni 합금보

다 나쁘지만 부식을 대비한 여유분의 튜브두께를 고려할 필요가 없기 때문에

그 크기를 작게 할 수 있다. 또한 충분히 큰 내침식성을 가지기 때문에 튜브

직경을 작게 할 수 있고 유속을 빠르게 할 수 있으므로 시스템 전체에 걸친 효

율 면에서는 무시가능하고 오히려 Ti의 경우가 효율이 높다.

- 10 -

Table 2.1.1 Physical properties of titanium and another elements21)

MaterialMelting point

(℃)

Density

(g/cm2)

Specific heat(cal/g․℃)

Heat of fusion(cal/g)

Thermal conductivity(W/m․K)

Surface tension

(mN/m)

Ti 1,668 4.51 0.124 104 16 1,650

Fe 1,536 7.87 0.11 65.5 73.3 1,872

Cu 1,083 8.96 0.092 50.6 394 1,285

Al 660 2.70 0.215 94.5 238 914

Mg 650 1.74 0.245 88 167 559

Table 2.1.2 Physical and mechanical properties of titanium and another

alloys21)~22)

AlloyDensity

(g/cm2)

Thermal conductivity(W/m․K)

Tensile strength(MPa)

Yield strength(MPa)

Elongation(%)

Ti alloyPure Ti(Grade 1) 4.51 16 240 170 24

Ti-6Al-4V 4.42 7.5 990 910 14

Mg alloyAZ31B-H24 1.78 96 290 220 15

AZ31B-O 1.78 96 255 150 21

Al alloy

2024-T3 2.78 121 483 345 18

3004-O 2.72 163 179 69 20~25

6061-T6 2.70 167 310 276 12~17

SteelGA 7.87 46 320 200 40

STS304 8.0 16 505 215 70

Table 2.1.3 Mechanical properties of materials for heat exchanger22)

PropertyCP titanium

(Grade 1)Titanium(Grade 2)

90-10 Cu-Ni 70-30 Cu-Ni STS304 STS316

Tensile strength(MPa)

240 345 275 360 505 515

Yield strength(MPa)

170 275 105 125 215 240

Elongation(%) 24 20 30 15 70 30

- 11 -

(2) 내식성 및 내침식성

(가) 부동태 피막

Ti은 표준전극전위가 -1.63V이고 대단히 활성한 금속이다. O2가스 중에서 타

격 등에 의해 청정표면을 노출하면 폭발적으로 반응해서 산화한다. Ti은 상온에

서도 물에 접촉하면 즉시 반응해서 부동태화한다. Ti-O계 상태도에 의하면

TiO2는 700℃이하에서는 아나타제형이 안정하고, 700℃이상에서는 루틸형이 안

정하다. 모두 정방정이지만 격자정수가 다르고, 밀도가 아나타제형은 3.9, 루틸

형은 4.7이다. Fig. 2.1.4에 그 격자구조를 나타낸다. 수용액 중에서 생기는 Ti의

부동태피막의 구조에 관해서는 많은 연구보고가 있다. 결론은 모두 일치하지

않지만 종합하면 다음과 같다. Ti 상온 수용액중의 부동태피막은 아몰포스 아나

타제형 TiO2가 주성분이고, 이것에 저급 산화물과 결정수가 포함된다. Ti의 부

동태피막은 다층구조를 형성하고 佐藤23)은 Ti표면에서 물과 접촉면까지를 다음

의 모델을 사용하여 제시하고 있다.

Ti │ TiO │ TiO․xH2O │ Ti2O3 │ TiO2 │ H2O

Ti은 상온 근방에서는 염화물수용액(해수도 포함됨)중에서 공식을 발생시키지

않는 특성을 가진다. 이것은 Ti 이온이 클로로화합물을 만들지 않고 단지 가수

분해해서 TiO2로 되기 때문이다. F-이온은 Cl

-이온과 달리 안정한 플루오르화합

물을 만들기 때문에 F-이온을 포함한 수용액에서는 Ti은 사용할 수 없다. 또한

Ti은 상온수 중에서 아래식과 같이 H+이온에 의한 산화로 부동태화 한다.

Ti + 2H2O ⇄ TiO2 + 4H+ + 4e

- (2.1.1)

2H+ + 2e- ⇄ H2 (2.1.2)

Ti의 부동태화에는 H2O(산화제 H+)의 존재가 절대적으로 필요하다. Ti은 수

분이 충분히 존재하는 환경에서 내식성이 좋다. 예를 들면 Cl2가스가 수분을 포

함한 경우에는 Ti은 안정하지만, 건조한 Cl2가스에는 급격히 부식된다. Cl2,

H2O가 공존하는 경우에는 TiO2를 생성하는 반응이 우선적으로 일어나기 때문

에 TiCl4가 아닌 TiO2를 만드는 것으로 추정된다.

H+이온은 Ti의 부동태화제로 될 수 있지만, 수용액의 redox 전위(산화환원전

- 12 -

위)와 pH에 의해서는 TiO2를 용해하는 산으로써 작용한다. 그러나 pH 0에서도

수용액의 redox 전위가 -0.3V보다 귀하면 Ti은 부동태이다.

OH-이온의 농도가 높게 되면 TiO2는 용해하고 pH 13~14보다 알칼리성이 강

한 수용액에서는 Ti은 상온에서도 부식된다. Fig. 2.1.5에 온도 및 pH에 따른

Ti의 내식성과 Table 2.1.4에 티타늄과 열교환기 재료의 내식성을 비교하여 나

타낸다.

(나) 소량 합금성분

Ti 2원합금의 치환형 고용체(substitutional solid solution)에는 α안정형과 β

안정형이 있으나 내식성은 결정구조에 관계없이, 합금 중에서 매크로 편석하기

쉬운 원소가 내식성에 유해하다. Ti의 내식성에 대해서는 아래와 같다.

(i) 무해한 합금원소 : Cr, Mo, Mn, Al, V, Nb, C, N, O 등

(ii) 유해한 합금원소 : Fe, Cu, Co, Ag, Be, Si, Sn, Pb 등

Si에 있어서는 무해하다고 하는 보고도 있다. Fe는 α안정상의 입계에 β상으

로써 편석하고 티타늄의 수소 흡수를 촉진한다. Ti의 수소화물 입자의 사이즈,

층의 두께가 Fe 함유량에 따라서 변화하고, 0.30wt% Fe에서 H2 흡수량이 가장

적지만, Fe 함유량을 증가함에 따라 H2 흡수량이 증대한다. Ti의 부식전위(2%

HCl, 95℃)는 Fe 함유량을 증가함에 따라 천하게 이동한다.

H+ 이온의 cathode 환원을 촉진하는 합금원소로써의 백금족원소는 산화제와

같이 작용하고, 이들 원소를 소량 합금하는 것에 의해 Ti의 부동태화가 강화되

어 Ti의 내식성이 향상된다. 일반적으로 Ti-0.15Pd합금이 사용되고 있고 Pd의

표준전극전위는 0.987V이다. 보통 Ti의 부동태피막의 두께는 수백 Å 이하이지

만 Pd를 넣은 Ti의 부동태피막의 두께는 1,000Å 이상이다.

(다) 틈부식(crevice corrosion) 및 공식(pitting)

틈에서는 물, 이온 및 용존산소 등의 확산이 구속되고 그 결과, pH 저하가

일어나 전위도 천하게 이동하고 틈과 외측의 전위차에 의해 Ti의 용해가 계속

- 13 -

되는 것과 같이 된다. 또한 Pd가 합금되어 있는 경우에는 틈내부에 항상 산화

제(부동태화제)가 존재하는 것과 같기 때문에, 틈부식이 일어나기 어렵게 된다.

Fig. 2.1.6에 CP Ti과 Ti-0.15Pd합금의 식염수 중에서의 내식성을 나타낸다. 그

래프의 흰 부분은 틈부식이 일어날 가능성이 있는 영역이다.

표면처리에 의해 PdO/TiO2 피막을 만든 Ti도 틈부식에 대한 저항성이 뛰어

나다. Pd 대신에 Ni, Mo를 합금한 Ti-0.8Ni-0.3Mo합금(ASTM Grade 12)도 내

틈부식성이 좋다. Ni은 백금족원소에 있어서 수소과전압이 낮고, Pd에 준한 작

용을 한다. 다만 Ti의 수소흡수를 촉진한다고 하는 결점이 있다. Mo는 물에 용

해해서 MoO42-로 되어 Ti의 부동태화제로써 작용한다.

Ti은 공기중에서 산화(예를 들면 600℃×10min)하면 TiO2피막이 두껍게 되어

내식성이 향상된다. A. Cerouetti 등23)

에 의하면 공기산화는 150℃ 산화에서는

틈부식(3.5MNaCl + 10-2MFeCl3 + 10-1MHCl, 90℃, PTFE 틈새)방지에 무효하지

만, 300℃ 산화에 의해 틈부식이 잘 방지된다.

(라) 응력부식균열(stress corrosion cracking)

CP Ti은 수용액에서는 응력부식균열을 거의 일으키지 않는다. 그러나 액체

N2O4에서는 응력부식균열이 일어난다. α+β형 티타늄합금은 해수, 식염수, 수

돗물, 증류수, 메탄올+0.1NHCl, 액체 CCl4, 액체 N2O4, 용융식염, 액체금속(Hg,

Ga), Ag 도금(343℃), Cd 도금(38℃) 등에 의해 응력부식균열을 일으킨 보고가

있다23)

. Fe, Mn, Si, V, Mo, Si 혹은 Cr을 소량 합금한 Ti에서는 β상이 입계에

생성되고, 수용액에 의하여 입계균열을 일으키기 쉽게 된다.

티타늄 및 티타늄합금의 응력부식균열기구에 대하여 2개의 모델이 제시되고

있다.

(i) 수용액환경에서는 인장응력에 의해 TiO2 피막이 파괴된 장소에서 Ti가

용해하고, 동시에 발생한 H2가 응력 집중부에 확산․집적하여 금속을 취

화시킨다(수소취성기구).

(ii) 물이 없는 환경에서는 TiO2 피막의 파괴와 재생이 반복되어 균열이 진행

- 14 -

된다.

일반적으로 금속재료의 응력부식균열에서는 부동태피막의 파괴속도와 재생속

도의 균형이 중요하고 최대 응력집중부에서만 재부동태화가 일어나지 않는 것

이 필요하다. Ti에서는 Cl-이온에 의한 균열내부가 염산 수용액으로 되고 재부

동태화가 저지된다. 산화제가 존재하지 않는 경우, pH 3이하에서는 Ti는 활성

용해 상태이다. 메탄올 + 염산 수용액에서는 청정표면(슬립 단계)의 Ti은 메탄

올과 반응해서 유기금속화합물을 생성하고, 이것을 메탄올에 용해함으로써 균

열 선단에서는 재부동태화가 일어나지 않는다.

수소취성 모델에 대하여 다음의 반론이 있다.

(i) Ti을 음극으로 하여 전류를 흘리면(수소가 발생한다) 균열의 진행이 정지된다.

(ii) 액체 CCl4, 용융염과 같은 물이 아닌 환경에서도 균열이 일어난다.

(iii) 균열속도는 수소의 확산보다 크다.

(iv) 파단면에 수소화물이 검출되지 않는다.

- 15 -

Fig. 2.1.4 Crystal structure of TiO2

(a) Anatase (b) Rutile (c) Brookite

Fig. 2.1.5 Effect of temperature and pH on crevice corrosion

of pure titanium in saturated NaCl braine22)

14

12

10

8

6

4

2

038 93 149 204 260 316

pH

Temperature(℃)

Immune

Crevice corrosion

14

12

10

8

6

4

2

038 93 149 204 260 316

pH

Temperature(℃)

Immune

Crevice corrosion

- 16 -

Table 2.1.4 Corrosion resistance of titanium and another material

in sea water22)

Corrosion Titanium CP, 5, 9, 23 STS 316 Cu-Ni

General ○ ○ ○ / △

Crevice ○(

- 17 -

(3) 발색 및 용접품질

Ti의 표면에 도료로 색을 입히는 것이 아니고 Ti 자체의 표면피막을 이용하

여 색을 입히는 방법을 “발색(發色)”이라고 한다. Ti의 발색에는 양극산화법, 질

화법, 산화법 등이 있다.

공업적으로 가장 많이 채용되고 있는 것은 양극산화법이고, 이것은 전해액

중에서 전압을 걸어 양극측 Ti의 표면에 산화피막을 만드는 방법이다. Fig.

2.1.7에 나타낸것과 같이 Ti의 표면에 만들어진 투명한 산화티타늄(TiO2) 피막을

투과한 빛은 회절현상을 일으켜 다양한 색깔을 나타낸다.

눈에는 TiO2 피막의 표면에서 반사된 빛 P와 투명한 TiO2 피막의 내부를 통

하여 금속표면에서 반사되어 온 P' 및 P''가 동시에 들어온다. 산화피막을 통과

한 빛 P'는 P와 비교하여 r, r'의 거리만큼 길기 때문에 양쪽이 동시에 눈에 들

어오면 광파(lightwave)의 위상차로 색이 보이게 되고, 이것은 수면에 기름을

얇게 흘렸을 때 또는 무지개의 색이 보이는 것과 같은 원리이다. 양극산화법에

서 전압과 시간은 피막의 두께를 결정하고 피막의 두께는 색깔을 결정하기 때

문에 전반사의 백색 및 전흡수의 검은색은 발색할 수 없다.

Ti을 대기 중에서 가열하면 온도에 따라서 표면이 Fig. 2.1.8과 같이 변색한

다. Ti 고유의 금속색깔인 은백색의 경우가 산화가 되지 않은 가장 양호한 상태

이고 산화정도에 따라 황금색, 갈색, 청색, 회색으로 색깔이 바뀌고 광택 또한

없어진다.

일반적으로 생산 현장에서는 Ti의 용접품질을 비드의 색깔로 판정하는데, 이

또한 산화피막의 두께에 따라 색깔이 변하는 발색의 원리를 이용한 것이다. 용

접시에는 미량의 공기 혼입에 의해서도 비드 색깔 및 용접품질이 확연하게 차

이가 나기 때문에 적절한 용접 허용범위를 지정하기 위하여 Table 2.1.5와 같이

색견본을 작성하여 합격판정을 행하고 있으며 은백색에서 청색까지의 용접비드

를 가지는 경우에 건전한 용접부로 간주된다.

- 18 -

Fig. 2.1.7 Illustration of chromophoric theory10)

Titanium

I I'

P P' P''

d r r' r'' r'''TiO2layer

Titanium

I I'

P P' P''

d r r' r'' r'''TiO2layer

I : Incidence angleI' : Reflection angleP : Reflected light on the surfaceP' : Reflected light through the TiO2 layerr, r', r'', r''' : Light length through the TiO2 layerd : Thickness of TiO2 layer

Fig. 2.1.8 Variation of color for titanium by heating in the air25), 26)

α-Ti → TiO → Ti2O3 →TiO1.9 → TiO2

Silve

ry white

Gold

Bro

wn

Blu

e

Purp

le

Non-glo

ss p

urp

le

Glo

ssy g

ray

Lig

ht g

ray

500℃ 1000℃300℃ 700℃

Table 2.1.5 Standards of success or failure of welds with color by GTAW

(WES 8104 1983)24)

ColorSuccess or

failureCharacteristics of weld

Silvery white (Glossy) Pass - Sound welds with no contaminant

Gold ( 〃 ) 〃 - Sound welds with almost no contaminant

Brown ( 〃 ) 〃 - A little decrease of elongation on the welds surface

- No influence on mechanical properties of entire weldsBlue ( 〃 ) 〃

White blue (No gloss) Not - Quite contaminated welds

- Decrease of elongation on the thin plateDark gray ( 〃 ) 〃

White ( 〃 ) 〃- Brittle welds

Yellowish white ( 〃 ) 〃

- 19 -

2.2 티타늄의 제조방법 및 적용현황

2.2.1 티타늄의 제조방법

순티타늄은 산화티타늄 광석을 환원처리하여 추출한다. 티타늄을 함유한 원

광석으로는 금홍석(Rutile, TiO2), 티타늄철광(Ilmenite, TiFeO3), 티타늄자철광

(FeTi3O4), 판티타늄석(Brookite, TiO2), 예추석(Anatase, TiO2), 티타늄적철광

(Titanohemitite, (FeTi)2O3) 등이 있으나, 현재 Ti을 환원하는데 주로 사용되는

광석은 금홍석과 티타늄철석이며 이들 광석으로부터 Ti을 추출하는 공정을 티

타늄 제련이라고 한다.

현재, 티타늄의 제련은 Ti과 O2와의 강한 결합력 때문에 원광석으로부터 직

접 Ti을 환원할 수는 없고, 사염화티타늄(TiCl4)과 같은 중간화합물을 형성시키

고 이로부터 순티타늄을 추출한다. 약 1,000℃에서 아래의 반응이 이루어지면

투명한 사염화티타늄이 생성된다.

TiO2 + 2Cl + C → TiCl4 + CO2 (2.2.1)

사염화티타늄을 제조하는 염화공정에서 Ti 이외의 성분은 염화공정의 효율을

떨어뜨리므로 티타늄의 제련은 TiO2 함유량이 95%이상인 금홍석으로부터 이루

어지고, 매장량이 풍부하고 가격이 싼 반면 TiO2 함유량이 52.7%인 티타늄철석

을 원료로 사용하는 경우는 황산이나 염산과 같은 반응촉매를 통하여 고품위

광석으로 농축시켜 인공 금홍석을 제조하는 전처리 과정을 거쳐야 한다.

Ti의 제련법은 일괄처리 방식으로 연속적인 공정이 불가능하기 때문에 대량

생산이 어렵다. Ti의 가격이 철에 비하여 30배 정도 비싼 이유도 바로 여기에

있다. Ti의 제련 방법을 소개하면 아래와 같다.

(1) Kroll법

Kroll법은 세계적으로 약 95%를 차지하는 Ti 제련법이며 사염화티타늄으로부

터 금속 Ti을 환원하기 위하여 아래와 같이 표준 전극전위가 Ti 보다 낮은 Mg

을 사용하고 있다.

- 20 -

TiCl4 + 2Mg → Ti + 2MgCl2 (2.2.2)

반응 분위기 중에 O2가 혼입되면 금속 Ti의 순도가 낮아지므로 일반 금속 정

련과 달리 Ar 불활성 분위기로 치환하여 밀폐된 용기내에서 제련이 이루어진

다. 반응 용기내에 Mg을 장입한 후, Ar으로 치환하여 작업온도(900~960℃)까지

승온시키고 액체 상태인 사염화티타늄을 용기 상부에서 주입한다. 환원되는 금

속 티타늄은 융점이 1,668℃로 반응온도보다 높기 때문에 반응 용기내의 측면

에 수지상의 다공질 형태인 스폰지 티타늄이 부착된다. 이 과정은 발열반응이

기 때문에 사염화티타늄이 과잉 공급되면 과열되어 스폰지 티타늄의 겉보기 밀

도에 영향을 주고 반응 용기와의 반응에 의하여 오염이 될 수 있으므로 주의하

여야 한다. 900℃에서 자유에너지가 -76.2kcal/mol이기 때문에 역반응은 거의

일어나지 않는다. 저급 염화물의 생성과 노벽에 부착되는 Ti 등에 의한 손실을

고려하면, 스폰지 티타늄의 회수율은 약 98%이다. 염화마그네슘(MgCl2)은 전해

방식에 의해 Mg으로 환원시켜 티타늄의 환원에 재사용된다.

(2) Hunter법

Hunter법은 1910년에 Hunter에 의해서 개발되었으며 현재는 거의 사용되지

않고 있다. 이 방법의 특징은 사염화티타늄을 환원시키기 위하여 아래와 같이

Mg 대신에 Na을 사용하는 것이다.

TiCl4 + 2Na → TiCl2 + 2NaCl (2.2.3)

TiCl2 + 2Na → Ti + 2NaCl (2.2.4)

Hunter법에는 사염화티타늄을 한번에 환원시키는 일단법과 (2.2.3)와 (2.2.4)의

반응에 의해 두 번에 걸쳐서 환원시키는 이단법이 있다. 이단법의 경우에는

230℃에서 TiCl2의 저급 염화물을 만들고, 약 1,000℃에서 금속 티타늄으로 환

원된다. 발생하는 열은 Kroll법에 비해 거의 두배이며 반응열은 스폰지 티타늄

의 품질과 형성에 영향을 미치므로 고도의 제조기술이 필요하다.

- 21 -

(3) 용융염 전해법

용융염 전해법은 다음과 같은 반응에 의하여 약 500℃의 KCl-LiCl 용융염욕

중에서 음극과 양극에 전위를 인가하여 스폰지 티타늄을 제조하는 방법이다.

음극 : Ti4+

+ 2e- → Ti

2+ (2.2.5)

Ti2+

+ 2e- → Ti (2.2.6)

양극 : Cl- → 1/2Cl2+ + e- (2.2.7)

용융염 전해법은 환원제를 사용하지 않으므로 연속작업이 가능할 뿐만 아니

라 고순도의 Ti을 얻을 수 있는 장점이 있다. 미국에서 시험생산이 이루어지고

있지만, 전해조의 구조와 재료, 생산성, 경제성의 향상을 위한 연구가 진행중이

며 향후의 Ti 제련법으로 주목받고 있다.

Kroll법, Hunter법, 용융염 전해법에 의해 형성된 스폰지 티타늄은 Mg,

MgCl2, NaCl과 같은 반응생성물 또는 용융염과 혼재된 상태이기 때문에 진공

증류법이나 산추출(leaching)법에 의해서 분리하여야 한다. 진공증류법은 주로

일본의 제련회사에서 사용하고 있고 묽은 염산을 사용하여 불순물을 제거하는

산추출법은 미국에서 주로 사용하고 있으며 Hunter법의 경우는 산추출법에 의

해서만 이루어진다. Fig. 2.2.1에 단조에 의한 티타늄 판재의 생산과정을 나타낸

다.

Fig. 2.2.1 Production of forging stock3)

TiO2 + 2Cl2 + C

TiCl4 + CO2(Rutile ore)

TiCl4 + 2Mg

Ti + 2MgCl2(4Na)

(4NaCl)

Titanium sponge

Press

Briquettes

Manufacture ofelectrodes

Double melting

Ingot

Breakdown forging

Bloom

Rolling mill

Rolling mill

Forgingmachine

TiO2 + 2Cl2 + C

TiCl4 + CO2(Rutile ore)

TiCl4 + 2Mg

Ti + 2MgCl2(4Na)

(4NaCl)

Titanium sponge

Press

Briquettes

Manufacture ofelectrodes

Double melting

Ingot

Breakdown forging

Bloom

Rolling mill

Rolling mill

Forgingmachine

- 22 -

2.2.2 티타늄의 적용현황

(1) 항공 분야

티타늄합금은 비강도가 크고 약 400 ~ 500℃의 온도에서도 우수한 기계적 특

성을 나타내기 때문에 항공기 기체 구조용 및 고온 엔진용으로 사용되고 있으

며 이에 따른 구조부재의 경량화는 지지구조의 중량 경감, 엔진 크기의 축소,

연비 절감, 용적 증가에 따른 운용비용의 절감을 가능하게 한다. 고온에서 작동

되는 엔진 재료의 경우는 부품의 경량화가 이루어질수록 열효율 및 경제성이

증대된다. 이러한 관점에서 온도가 높이 올라가지 않는 엔진의 흡입 및 압축기

부품소재로 주로 사용되고 있으며 향후 개발되는 항공기에는 엔진의 성능향상

을 위하여 터빈 입구온도가 더욱 높아질 것으로 예상되기 때문에 티타늄계 복

합재료나 600℃이상에서도 적용 가능한 새로운 티타늄합금 또는 티타늄계 금속

간화합물 등이 개발되어 최신 항공기에 사용되고 있다.

(2) 자동차 분야

현재 자동차에 쓰이고 있는 구조용 소재는 경제성 때문에 주로 일반 탄소강

이 많이 이용되고 있으나 최근에는 자동차 경량화를 위하여 고강도 알루미늄합

금의 사용량이 점차 증가되고 있는 추세이다. 티타늄합금은 기존 소재에 비하

여 상온에서 비강도가 월등히 높고 비인성도 우수하기 때문에 내충격성이 요구

되는 경량 차체재료로도 유망하다. 아울러 상온에서 비피로강도(피로강도/밀도)

역시 우수하기 때문에 반복적인 하중이 걸리는 자동차 부품에도 그 사용이 고

려되고 있으며 경주용, 스포츠카, 고급 상용차의 부품으로 한정된 양이 이미 기

업화되어 생산되고 있다. 대표적인 자동차용 부품은 엔진용 소형 부품들로 엔

진 밸브, 밸브 스프링, 밸브 리테이너, 밸브 리프터, 커넥팅로드 등이다.

(3) 생체의료 분야

생체의료용 재료는 해수와 거의 유사한 환경인 Na+와 Cl

- 전해질을 가지는

세포 외액과 직접 접촉하기 때문에 해수에서 내식성이 좋은 티타늄은 생체 재

- 23 -

료로써도 적합하다. 이물질이 생체내에 이식되면 생체섬유조직이 이물질을 덮

어씌워 생체를 유해물로부터 방어하려는 작용이 일어나고, 이 방어용 생체섬유

조직의 두께가 생체재료의 친화성을 측정하는 하나의 척도로 사용되기도 하는

데 티타늄의 경우에는 다른 어떠한 생체금속재료와 비교하여도 섬유조직의 두

께가 약 10분의 1정도인 6~8mm로 무척 얇기 때문에 생체 친화성이 좋은 상태

를 유지한다고 보고되고 있고 특히, 소화기 계통으로부터 전혀 흡수되지 않는

다.

대표적인 적용 분야는 인공치근이나 인공치아 등의 치과용 임플란트와 인공

관절, 인공뼈, 척추 추간판 등의 정형외과용 임플란트를 들 수 있다. 반복하중

을 많이 받게되는 인공관절 부위를 대체하는 재료는 피로균열전파 속도가 낮은

것이 요구되는데 티타늄과 그 합금은 다른 생체재료에 비하여 피로균열 전파속

도가 상대적으로 낮은 특성을 지니고 있다. 또한 금속재료 중에서 비교적 낮은

탄성계수(약 100GPa)를 가지고 있기 때문에 인공관절이나 척추뼈 또는 척추 추

간판 등과 같은 생체재료로 사용하는데 있어서 다른 금속재료 보다 월등히 우

세한 성질을 가지고 있다.

(4) 스포츠․레저 및 일상용품 분야

스포츠․레저 분야에서 사용되는 소재는 가벼우면서도 강도가 높고 내구성이

좋아야 한다. 이러한 조건에 잘 부합되는 티타늄은 골프 클럽, 자전거, 테니스

라켓, 등산용품 등의 스포츠․레저 분야에서 탁월한 진가를 발휘하고 있다. 또

한 내식성이 좋고 양극산화에 의해 다양한 색채가 발색 가능할 뿐만 아니라 인

체 피부와의 알레르기 반응이 없기 때문에 건축재, 장신구, 주방용품 등의 일상

생활용품에도 많이 적용되고 있다.

Fig. 2.2.2에 대표적인 적용분야를, Fig. 2.2.3에 이를 위한 합금원소의 종류를

각각 나타낸다.

- 24 -

Fig. 2.2.2 Principal applications of titanium alloys

(a) Aero space (b) Auto mobile

(c) Medical treatment (d) Leisure

Fig. 2.2.3 Alloying elements for various application

of titanium3)

Al

PdNi+Mo

FeAl

Ti

Ni

Nb

Fe/Mn

Al+VCu Sn

Mo, Zr

Memory alloys

Super ionconductor

Corrosionresistant

Structuralmaterial

Bio materials

γ-Titanium aluminides

Al

PdNi+Mo

FeAl

Ti

Ni

Nb

Fe/Mn

Al+VCu Sn

Mo, ZrAl+V

Cu SnMo, Zr

Memory alloys

Super ionconductor

Corrosionresistant

Structuralmaterial

Bio materials

γ-Titanium aluminides

- 25 -

2.3 티타늄의 접합기술

2.3.1 접합 방법에 따른 분류

티타늄의 접합 방법은 Fig. 2.3.1과 같이 액상 및 고상접합으로 크게 나눌 수

있고 일반적으로 GTAW(gas tungsten arc welding), LBW(laser beam welding)

및 EBW(electron beam welding)에 의한 액상접합 프로세스가 많이 이루어지고

있다.

현재 티타늄의 용접에 일반적으로 가장 많이 사용되고 있는 용접법은 GTAW

이나 수동용접에서는 손떨림에 의하여 용접성이 떨어질 수 있고, 3mm이하의

박판에 대해서는 개선이나 용가재(filler wire)가 필요 없으나 이보다 두꺼운 판

의 경우에는 적절한 개선 및 용가재의 부가적인 공급이 필요하다. 또한 멀티

패스(multi pass) 용접으로 인한 과도한 입열(heat input), 결정립의 조대화, 모

재의 변형 등이 문제가 될 수 있고 오염물질에 대한 노출 가능성이 높아지기

때문에 실드 시간을 길게 하고 그 범위를 넓게 하여야 한다.

EBW는 GTAW에 비하여 입열이 현저히 적기 때문에 어스펙트비(aspect

ratio)가 큰 용접부를 얻을 수 있고 진공중에서 용접이 이루어지므로 산화가 완

전히 방지된 우수한 품질의 용접부를 얻을 수 있다. 그러나, 진공조건에서만 용

접이 가능하기 때문에 진공형성을 위한 시간이 오래 걸리고 대형 구조물의 용

접시에는 작업성이 떨어지는 단점이 있다4). 이에 반해, LBW는 대기중에서도

큰 어스펙트비를 가지는 건전한 용접부를 얻을 수 있고 작업성이 좋으므로 그

사용이 점점 증가하고 있다.

여기에서는 다양한 용접방법 중, 생산현장에서 가장 많이 사용되고 있는

GTAW 용접 방법을 개선한 키홀(keyhole) GTAW에 관하여 간단히 소개하고자

한다4), 27)

.

기존의 대전류 GTAW에서는 용접전류에 대한 아크력(arc force)의 부가적인

결과인 용융지(weld pool)의 대류에 의해 에너지를 용융금속 내부까지 효과적

으로 전달하였으나 이보다 더 높은 전류에서는 이들 힘이 용융지를 불안정하게

- 26 -

만들어 스패터(spatter)나 기타 결함을 발생시키기 때문에 응용분야를 좁게 하

였다. 이에 대한 해결책으로 ① 용접 매개변수를 조절하여 아크력을 감소시켜

서 용융금속 전체에 균등하게 아크력이 미치게 하여 피크 아크압(peak arc

pressure)을 감소시키는 방법과 ② 피크 아크압을 높여 모재의 루트(root)부에

조그만 구멍이 나도록 매개변수를 조절하여 키홀(keyhoel)내의 압력을 해방시켜

안정적인 프로세스가 가능하게 하는 방법이 있는데 전자가 melt-in GTAW, 후

자가 keyhole GTAW이다. GTAW시에 작용하는 힘은 Fig. 2.3.2와 같고 그 내

용을 간단히 정리하면 다음과 같다.

(a) 부력(buoyancy force)

액체금속의 밀도(ρ)는 온도(T) 증가에 따라 감소한다. 열원이 용융지 표면의

중심에 위치하기 때문에 액체금속은 a점에서 가열되고 b점에서 냉각된다. 용융

경계에 있는 b지점의 온도는 용융지 중에서 가장 온도가 낮기 때문에 b지점에

서 무거운 액체금속은 중력에 의해서 하강한다. 결론적으로 Fig. 2.3.2(a)에 나타

낸것과 같이 액체금속은 용융경계를 따라 하강하고 용융지 중심에서 상승한다.

(b) 로렌쯔 힘(Lorentz force)

GTAW에서 전극봉이 “-”인 정극성(positive polarity)일 경우에 전류는 모재에

서 텅스텐 전극봉 쪽으로 집중된다. 이 집중된 전류장(current field)은 자기장

(magnetic field)과 함께 Fig. 2.3.2(b)와 같이 용융지 중심을 향하여 아래쪽으로

작용하는 로렌쯔 힘을 발생시킨다. 이와 같이 액체금속은 용융축을 중심으로

아래쪽으로 눌려지고 용융경계를 따라서 상승한다. 용융지 표면의 전류가 통과

하는 양극점(πb2, b는 전류밀도 분포의 유효반경)이 작을수록 모재에서 용융지

를 통과하는 양극점으로의 전류밀도가 커지고 로렌쯔 힘이 커져서 액체금속을

더욱더 아래쪽으로 누르게 된다.

(c) 표면장력(surface tension force)

- 27 -

계면활성제(S, O, Se, Te 등의 산소족)가 없으면 온도(T)가 증가함에 따라 액

체금속의 표면장력(γ)은 감소한다. 즉, ∂γ/∂T

- 28 -

경우에 더욱 적합하다.

키홀 용접이 아닌 경우에 용융지 표면은 표면장력과 부력의 작용에 의해 마

치 탄성막과 같이 거동하기 때문에 표면장력의 영향을 많이 받으나 키홀 용접

의 경우는 융액이 루트부로 빠져버리기 때문에 말랑고니 대류에 대하여 자유롭

다. 생산성 측면에서는 개선을 따로 만들 필요가 없고 용가재 첨가 및 용접 층

수가 최소화되며 열효율이 좋아서 총입열량과 열에 의한 변형이 감소한다.

S. Lathabai 등4)은 12.7mm 두께의 ASTM B265 Grade 2-95a의 CP 티타늄을

개선 및 용가재 없이 키홀 GTAW를 사용하여 I형 맞대기용접을 하였다. 또한

장치구성은 모두 키홀 GTAW의 경우와 동일하게 하고 V형 개선을 만들어 용

가재를 사용하여 기존의 GTAW로도 용접하였다. 역극성(negative polarity)의

전극을 사용하고 토치, 후방 및 이면실드를 실시하고 용접하여 은백색의 건전

한 비드를 얻었고 키홀 GTAW으로는 1패스 용접을, 기존의 GTAW으로는 6패

스 용접을 하였으며 그 단면 사진을 Fig. 2.3.3에 나타낸다.

Fig. 2.3.1 Joining method of titanium2)

High density energy Laser, Electron beam, Plasma

Low density energy GTAW, GMAW, Resistance welding

Soldering

Brazing

Liquid state

Solid state

Pressure welding

Welding

BrazingJoining

Diffusion bonding

Explosive welding, Friction welding

High density energy Laser, Electron beam, Plasma

Low density energy GTAW, GMAW, Resistance welding

Soldering

Brazing

Liquid state

Solid state

Pressure welding

Welding

BrazingJoining

Diffusion bonding

Explosive welding, Friction welding

- 29 -

Fig. 2.3.2 Driving forces for weld pool convection28)

Heat source

• • •b baF F

Weld pool

Base metal

••

b a

ρ

T

Heat source

• • •b baF F

Weld pool

Base metal

Heat source

• • •b baF F

Weld pool

Base metal

Heat source

• • •b baF F

Weld pool

Base metal

••

b a

ρ

T

••

b a

ρ

T

(a) Buoyancy force

-

+F

Electriccurrent

●

F

Anode spot -

+F

Electriccurrent

●●

F

Anode spot

(b) Lorentz force

b a b

T

••

b a

γ

• • •F F

b a b

T

••

b a

γ

T

••

b a

γ

• • •F F

(c) Surface tension force

F FF F

(d) Arc shear stress

Fig. 2.3.3 Cross section of keyhole and conventional GTAW welds27)

(a) Keyhole GTAW (b) Conventional GTAW

- 30 -

2.3.2 용접 금속에 따른 분류

티타늄 및 티타늄합금은 사용 용도에 따라 동종금속이 아닌 이종금속과의 용

접도 많이 이루어지고 있으나 금속간화합물(intermetallic compound)에 의해 여

러가지 문제가 발생하고 있다. 금속간화합물의 원자들은 화학적으로 강하게 결

합되어 있고 매우 안정한 상태이기 때문에 대부분이 쉽게 분해가 되지않을 뿐

만 아니라 경도(hardness)가 매우 높고 인성(toughness)이 적으므로 국부적인

경도상승에 의해 균열(crack)이 발생하는 등 많은 문제를 야기한다.

B. Majumdar 등29)

은 두께 3mm의 Ti-6Al-4V합금과 Al-1Mg-0.9Si합금을

2.5kW CW CO2레이저를 사용하여 Nb판을 삽입한 경우와 삽입하지 않은 2가

지의 경우에 대하여 맞대기용접을 행하였다. Nb가 인서트재로 선정된 이유는

첫째, Ti과 Al보다 매우 높은 2,467℃에서 용융되고 둘째, Ti과 Nb는 조성의 모

든 구간에 걸쳐서 완전 용해되며 셋째, 용융부에 형성되는 금속간화합물인

Ti3Al과 TiAl의 인성을 증가시키는 역할을 하기 때문이다. Fig. 2.3.4(a), (b), (c)

에 각각 Ti-Al, Ti-Nb, Nb-Al의 평형 상태도를 각각 나타낸다. Ti에 Al이 약

20at% 이상이 포함되면 Ti3Al이, Nb에 Al이 약 17at%이상이 용해되면 Nb3Al이

형성되므로 용접시 Ti 쪽으로 옵셋(offset)을 두고 매우 좁은 부분만을 용융시켜

금속간화합물의 생성을 최소화하는 것이 필요하다.

平賀 등30)

은 최대출력 600W의 펄스 Nd:YAG 레이저를 사용하여 판두께가

각각 0.3mm와 0.4mm인 순티타늄판과 STS304판을 겹치기용접하였다. Fig.

2.3.4(d)의 Ti-Fe 평형 상태도에 나타낸것 처럼 Ti에 Fe이 약 52wt%가 포함되면

TiFe가 형성되고 Fe에 Ti가 약 25wt%가 포함되면 TiFe2의 금속간화합물이 생성

되므로 Ti을 상판으로 하고 Fe을 일부분만 용융시켜 용접을 하여 건전한 용접

부를 얻었다.

S. Chatterjee 등31)

은 두께 20mm의 Ti과 Ni판을 5kW CW CO2 레이저를 이

용하여 맞대기용접 하였고 용접금속의 응고현상과 미세구조의 변화를 열역학적

으로 분석하였다. Ni의 열확산계수는 Ti보다 3배, 밀도는 2배정도가 크기 때문

에 열전달과 용질의 대류에 상당한 영향을 미칠것으로 예측하였고 실제로 용융

- 31 -

경계의 매우 가파른 농도구배의 영향으로 Ti 모재측에서는 용융금속으로의 조

직성장은 제한되고 Ti2Ni가 모재쪽으로 성장하였다. Fig. 2.3.5(a)의 상태도에 나

타낸것과 같이 응고 초기에는 융점이 높은 Ti측에서 먼저 조직이 성장하나 용

융지의 대류에 의해서 Ti의 싹(embryo)이 떨어져나가서 융액의 중앙으로 모여

Ti 수지상정(dendrite)을 생성하였으며 농도 분포에 따른 열확산계수 및 밀도의

차이가 조직의 성장 순서에 큰 영향을 미쳤다. Fig. 2.3.5(b)~(d)에는 용접부의

단면 사진과 조직의 확대사진을 나타낸다. Fig. 2.3.5(b)에는 모재인 Ti 방향으로

성장한 Ti2Ni의 수지상정에 의해서 성장이 억제된 Ti의 핵이 관찰된다.

- 32 -

Fig. 2.3.4 Phase diagram of Ti and another elements32)~33)

wt% Al

10010 20 30 40 50 60 70 80 900

10 10020 30 40 50 60 70 80 900at% AlTi Al

500

700

900

1100

1300

1500

1700

1900

Tem

pera

ture

(℃)

βTi

αTi

Ti3Al

TiAlTiA

l 3

TiA

l 2

Ti 2Al 5

(Al)

L

wt% Al

10010 20 30 40 50 60 70 80 900

10 10020 30 40 50 60 70 80 900at% AlTi Al

500

700

900

1100

1300

1500

1700

1900

Tem

pera

ture

(℃)

βTi

αTi

Ti3Al

TiAlTiA

l 3

TiA

l 2

Ti 2Al 5

(Al)

L

Tem

pera

ture

(℃)

(αTi)

(βTi, Nb)

L

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

2000

2200

2400

2600

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100at% Nb

wt% Nb

Ti Nb

Tem

pera

ture

(℃)

(αTi)

(βTi, Nb)

L

(αTi)

(βTi, Nb)

L

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

2000

2200

2400

2600

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100at% Nb

wt% Nb

Ti Nb

(a) Ti-Al (b) Ti-Nb

3000

2500

2000

1500

1000

500

0

Tem

pera

ture

(℃)

0 20 40 60 80 100at% Al AlNb

10 20 30 40 60 80wt% Al

Liquid

Nb

3Al

Nb

2Al

NbAl 3

3000

2500

2000

1500

1000

500

0

Tem

pera

ture

(℃)

0 20 40 60 80 100at% Al AlNb

10 20 30 40 60 80wt% Al

Liquid

Nb

3Al

Nb

2Al

NbAl 3

wt% Fe

(γFe)

Magnetictransition

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

1400

1200

1000

800

600

400

1600

1800

0.047(αTi)

(βTi)

L

(αFe)

TiF

e2

TiF

e

Tem

pera

ture

(℃)

at% Fe

Ti Fewt% Fe

(γFe)

Magnetictransition

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 1000 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 1000 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

1400

1200

1000

800

600

400

1600

1800

0.047(αTi)

(βTi)

L

(αFe)

TiF

e2

TiF

e

Tem

pera

ture

(℃)

at% Fe

Ti Fe

(c) Nb-Al (d) Ti-Fe

- 33 -

Fig. 2.3.5 Ti-Ni phase diagram and magnification image31)

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100600

800

1000

1200

1400

1600

1800

882℃

1670℃

765℃

942℃984℃

1310℃1380℃

1118℃

630℃

1304℃

(βTi)

(αTi)

TiNi

Ti 2N

i

TiN

i 3

(Ni)

1455℃

Ti Niat% Ni

Tem

pera

ture

(℃)

L

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100600

800

1000

1200

1400

1600

1800

882℃

1670℃

765℃

942℃984℃

1310℃1380℃

1118℃

630℃

1304℃

(βTi)

(αTi)

TiNi

Ti 2N

i

TiN

i 3

(Ni)

1455℃

Ti Niat% Ni

Tem

pera

ture

(℃)

L

(a) Ti-Ni phase diagram

(c) (d)(c)(c) (d)(d)

(b) Cross section of welds(c) Boundary of between base metal and Ti2Ni

(d) Boundary of between Ti2Ni and NiTi

- 34 -

3. 실험 재료 및 방법

3.1 실험 재료

본 연구에 사용한 재료는 ASTM 규격으로 grade 1인 불순물이 거의 포함되

지 않은 CP(commercial pure) Ti를 사용하였다. CP Ti은 시험편 두께에 따른

용접성을 비교하기 위하여 두께 0.6과 0.8mm의 판을 사용하였다. Fig. 3.1.1과

Table 3.1.1에 시험편의 사이즈와 화학적 조성을 각각 나타낸다.

CP Ti의 기계적특성을 살펴보면 Table 3.1.2에 나타낸것과 같이 항복강도는

255MPa, 인장강도는 325MPa 정도이다. 레이저 파장에 대한 재료별 흡수율을

살펴보면 Table 3.1.3와 같이 Fe과 비교하여 Ti의 Nd:YAG레이저에 대한 흡수

율은 26배가 높고, CO2레이저의 경우에는 2.7배가 높기 때문에 재료의 표면조

도 및 색깔 등에 따라 다소 차이는 있겠으나 Fe과 비교하여 비교적 용접이 잘

될것으로 예상된다.

- 35 -

Fig. 3.1.1 Schematic illustration of specimen size

150

50

0.6or0.8

Unit : mm

150

50

0.6or0.8

Unit : mm

Table 3.1.1 Chemical composition of specimen

Element(wt%)Material

H O N Fe C Ti

Titanium 0.001 0.05 0.01 0.04 0.01 Bal.

Table 3.1.2 Mechanical characteristics of material

Mechanical characteristics

Material

Yield strength(MPa)

Tensile strength(MPa)

Elongation(%)

Hardness(Hv)

Titanium 255 325 51 100

Table 3.1.3 Material absorptivity by laser wave length34)

MaterialAbsorptivity

1.06㎛(Nd:YAG)

10.6㎛(CO2)

Al 0.06 0.02

Cu 0.05 0.015

Fe 0.1 0.03

Ni 0.15 0.05

Ti 0.26 0.08

Zn 0.16 0.03

Carbon steel 0.09 0.03

Stainless steel 0.31 0.09

※ Data are for room temperature

- 36 -

3.2 실험 장치 및 방법

3.2.1 Nd:YAG 레이저

실험에는 펄스 및 연속 Nd:YAG레이저를 사용하였다. 펄스레이저는 연속레이

저보다 입열이 적고 미세한 입열의 제어가 가능하여 변형은 적으나 생산성 측

면에서 한계가 있으므로 고속 용접이 가능한 연속 레이저도 사용하여 실험을

행하였다. 각 레이저 열원에 따른 장치의 특성은 다음과 같다.

(1) 펄스 Nd:YAG레이저

펄스 Nd:YAG레이저는 플래시 램프(flash lamp) 여기방식으로 평균출력

(average power)은 800W, 최대 첨두출력(peak power)은 20kW, 빔모드(beam

mode)는 TEM00이며, 펄스 에너지는 최대 150J이다. 본 장치의 주요사양을 Table

3.2.1에, Nd:YAG레이저 용접장치의 사진을 Fig 3.2.1에 각각 나타낸다. 레이저는

3축 CNC와 연동하고 집광광학계 헤드(condensing optic head)는 CNC의 Z축에

장착되어 상하로만 이동이 가능하고, 시험편은 X-Y 테이블 위에서 이송된다.

레이저 공진기에서 증폭되어 발진된 레이저는 광화이버(optical fiber)를 통하

여 전송되고 콜리메이팅 렌즈(collimating lens)에 의해서 평행광으로된 빔은 전

반사미러에 의해서 반사된 후, 초점렌즈(focusing lens)에 의해서 집광된다. 집

광광학계의 초점길이(fd)는 76mm이며, 노즐끝단에서 시편까지의 작동거리

(working distance)는 5.2mm이다. 레이저와 동축으로 설치된 직경 5mm의 노즐을

통하여 용접부를 실드할 수 있고 카메라를 통하여 용접상황의 실시간 모니터링

이 가능하다. Fig. 3.2.2에 집광광학계의 사진 및 개략도를 나타낸다.

- 37 -

Table 3.2.1 Specifications of pulsed Nd:YAG laser

Type Pulsed Nd:YAG laserMaker Han Bit Laser Corp.

Model PF-800Wave length 1,064㎚Average power 800WPeak power 20kWPulse repetition rate (Rp) Single~100HzPulse width (p) 80㎛~20msFiber core dia. 600㎛Power consumption 3φ 200V±10% 60Hz 40kVACNC machine SAMSUNG FARA SNC-32

Fig. 3.2.1 Photo for pulsed Nd:YAG laser system

CNC machine

Monitor

Laser

Fig. 3.2.2 Laser optics for pulsed Nd:YAG laser

Camera

Shield gas

Focusing lens

Protective glass

Collimating lens

Total reflection mirror

Broadband filter

Total reflection mirror

Camera

Shield gas

Focusing lens

Protective glass

Collimating lens

Total reflection mirror

Broadband filter

Total reflection mirror

(a) Photo (b) Illustration

- 38 -

(2) CW Nd:YAG레이저

연속 Nd:YAG 레이저는 램프(lamp) 여기방식으로 최대출력은 1.0kW, 빔 품질

(beam quality)은 30mm․mrad이다. 레이저 장치의 주요사양을 Table 3.2.2에 정

리하여 나타낸다.

레이저는 3축 CNC와 연동하고 레이저 집광광학계는 CNC의 Z축에 장착되며

펄스 레이저의 경우와는 달리 시험편은 테이블위에 고정되어 있고 레이저 헤드

가 X, Y, Z축 방향으로 이동된다. 집광광학계의 초점길이는 200mm, 동축 노즐

끝단에서 시험편까지의 작동거리는 3mm이다. 펄스 레이저와 동일하게 직경

5mm의 동축 노즐을 통하여 용접부를 실드 할 수 있고 카메라를 통하여 실시

간으로 용접상황의 모니터링이 가능하다. Fig. 3.2.3에 레이저의 외관과 집광광

학계의 모식도를 나타낸다.

동축실드가스(coaxial shield gas) 노즐은 Fig. 3.2.4와 같은 2가지 형태를 사용

하였다. 용접물성 평가를 위한 기초실험에서는 type A의 노즐을, 실제 열교환

판의 용접에서는 실드의 효율성을 높이기 위하여 type B의 노즐을 사용하였다.

Type A의 경우에는 노즐끝단에서 실드가스가 교축(throttling)된 후에 바로 용

접부로 흐르기 때문에 와류가 발생하여 주위의 공기가 유입될 수도 있으나,

type B의 경우에는 교축 후 직선구간이 있으므로 해서 와류의 발생을 억제할

수 있기 때문에 효율적인 측면에서 더욱 유리하다.

레이저 광학계의 초점을 확인하기 위하여 Fig. 3.2.5와 같이 번패턴(burn

pattern)을 찍었다. 이 때 레이저 파워는 10W, 펄스폭은 펄스모드에서 최소인

10ms로 하여 레이저를 조사하였으며 비초점을 -5 ~ +5까지 변화시켰다. 초점에

서 스폿사이즈가 0.64mm인 가장 좁은 번패턴이 얻어졌고 비초점 -1과 +1은

0.65로 큰 차이는 없었으며 비초점거리가 커짐에 따라 스폿사이즈가 증가하는

전형적인 경향을 보였다.

- 39 -

Table 3.2.2 Specifications of CW Nd:YAG laser

Type CW Nd:YAG laserMaker TRUMPF Model HL1006DWave length 1,064nmMaximum power 1,000WBeam quality 30mmㆍmradFiber core dia. 600㎛Cooling type Water coolingCNC machine SENTROL 2

Fig. 3.2.3 CW Nd:YAG laser

Camera

Shield nozzle

Shield gas in

Cooling water in

Camera

Shield nozzle

Shield gas in

Cooling water in

(a) Laser apparatus (b) optical head

Fig. 3.2.4 Photos for coaxial shield gas nozzle

(a) Type A (b) Type B

- 40 -

Fig. 3.2.5 Variation of spot size with defocused distance

-6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 60.60

0.65

0.70

0.75

0.80

0.85

0.90

Spo

t siz

e(m

m)

Defocused distance(fd, mm)

PL=10W, τp=10ms

-6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 60.60

0.65

0.70

0.75

0.80

0.85

0.90

Spo

t siz

e(m

m)

Defocused distance(fd, mm)

PL=10W, τp=10ms

PL=10W, τP=10msBurn

pattern

fd(mm)Shape

Burnpattern

fd(mm)Shape

0

-1.0 +1.0

-2.0 +2.0

-3.0 +3.0

-4.0 +4.0

-5.0 +5.01mm1mm1mm

- 41 -

3.2.2 실험 방법

용접은 비드, 겹치기, 엣지용접으로 나누어서 실시하였다. 비드용접을 통하여 재료

와 레이저 상호간의 기초물성 및 용접성을 평가하였고 실제 열교환판에 적용될 겹

치기 및 엣지용접을 행하였다.

LPG재응축장치는 고온․고압인 LPG의 압력이 미치는 부분은 최대 40bar, 해수에

대해서는 최대 10bar의 압력에 견딜 수 있도록 설계되었기 때문에 장치구조와 설계

조건을 고려하여 LPG에 의해 고압이 걸리는 부분은 겹치기용접, 해수에 의해 비교

적 저압이 걸리는 부분은 엣지용접을 실시하였다. 시험편은 판사이의 간극(gap)을 최

소화하기 위하여 지그(jig)로 고정하였다. Fig. 3.2.6과 Fig. 3.2.7에 겹치기 용접부의

개략도와 용접시의 사진을, Fig. 3.2.8와 Fig. 3.2.9에 엣지용접부를 각각 나타낸다.

용접시 티타늄 시험편의 표면에 유분 및 수분이 있을 경우 기공(porosity) 및 균열

(crack)을 유발할 수 있으므로 용접전에 아세톤 및 메탄올로 용접부를 세정하였다. 또

한 실드 노즐내의 불순 가스나 수분을 제거하기 위하여 용접시 3초간 프리퍼지

(pre-purge)를 행하였다.

겹치기용접부의 실드는 순도 99.8%의 Ar 가스를 사용하여 동축 및 이면실드를 하는

것을 원칙으로 하였고 용접조건에 따라서 실드가스 유량 및 실드조건을 다르게 하였

다. 엣지용접의 경우, 펄스레이저는 입열이 적기 때문에 동축실드에 추가로 사이드실

드를 하지 않아도 산화되지 않은 건전한 용접부를 얻을 수 있었는데 반해, 연속레이저

에서는 입열이 많기 때문에 사이드실드를 하지 않은 경우에 용접부가 산화되어 사이

드실드 노즐을 추가로 설치하여 용접부를 실드하였다. 이 때 사이드 실드노즐 직경은

8mm이고 용접부에 대하여 45°각도를 이루고 있으며 시험편 표면에서 높이 1mm, 수

평 뒤쪽으로 1.5mm 떨어져 있다. 동축 노즐의 직경은 펄스 및 연속레이저 모두 5mm

이다.

단면관찰용 시험편은 비드가 안정적으로 얻어지는 용접 후 30mm 이상 진행된 지

점에서 15mm간격으로 횡단면을 4회 채취하여 그 평균값을 취하였고 종단면의 관찰

도 행하였다. 겹치기 및 엣지용접부에서 단면 관찰을 위한 시험편 채취방법을 Fig.

3.2.10에 모식적으로 나타낸다.

- 42 -

Fig. 3.2.6 Lap welds of heat exchanger plate

Heat exchanger plate

Sea waterInlet

Welds

LPG inlet

Sea water inlet

Heat exchanger plate

Sea waterInlet

Welds

LPG inlet

Sea water inlet

Fig. 3.2.7 Experimental setup for lap welding

Laser head

Specimen

Jig

Back shieldgas in

Coaxial shieldgas in

Laserhead

Specimen

Jig Back shieldgas in

Coaxial shieldgas in

(a) Pulsed laser (b) CW laser

- 43 -

Fig. 3.2.8 Edge welds for heat exchanger plate

Welds

Heat exchanger plate

Sea water inlet

LPG inlet

Sea water inlet

Welds

Heat exchanger plate

Sea water inlet

LPG inlet

Sea water inlet

Fig. 3.2.9 Experimental setup for edge welding

Laser head

Specimen Jig

ClampCoaxial shield

gas in

Jig

Side shieldnozzle

Coaxialshield nozzle

Specimen

(a) Pulsed laser (b) CW laser

Fig. 3.2.10 Sampling method of specimen

150

50

Unit : mm

Sample ⓐ

Sample ⓑ

150

50

Unit : mm

Sample ⓐ

Sample ⓑ

Sample ⓐ Sample ⓑ

(a) Lap weldment

150

50

Unit : mm

Sample ⓐ

Sample ⓑ

Sample ⓐSample ⓑ

150

50

Unit : mm

Sample ⓐ

Sample ⓑ

150

50

Unit : mm

Sample ⓐ

Sample ⓑ

Sample ⓐSample ⓑ

(b) Edge weldment

- 44 -

4. 실험 결과 및 고찰

4.1 순티타늄의 펄스 Nd:YAG레이저 용접특성

4.1.1 겹치기용접

(1) 비초점거리에 따른 용입특성

레이저 가공에 있어서 비초점거리(defocused distance, fd)는 광학계의 관점에서

초점 심도와 에너지를 집속할 수 있는 정도를 결정할 뿐만 아니라 레이저와 재

료 상호작용의 관점에서 볼 때, 레이저가 재료에 조사되어 합금원소가 증발하고

이 합금원소가 레이저에 의해서 더 많은 에너지를 얻어 플라즈마(plasma)화 하여

레이저빔을 차단할 때에 얼마나 많은 에너지를 투과시킬 수 있는지를 결정하는

주요한 인자이다.

집광광학계의 비초점거리 변화에 따른 비드 천이(bead transition)를 알아보기 위

하여 실제 열교환기판 두께와 동일한 0.8mm의 판을 3장 겹쳐서 비초점거리를 변

화시키면서 용접하였고 실드가스는 용접부의 산화를 방지하기 위하여 동축실드 노

즐을 사용하여 Ar을 25ℓ/min으로 흘렸다. 이 때의 용입 특성과 비드 모양의 변화

를 Fig. 4.1.1에 나타낸다.

비초점거리에 따른 용입 특성을 살펴보면 초점을 기준으로 비초점거리가 플

러스(+)로 이동함에 따라 차츰 용입깊이가 얕아지고 전면비드폭이 넓어지면서

열전도형 용접(conduction welding)으로 바뀌고 비드색깔 또한 은백색으로 변

한다. 반대로 비초점거리가 마이너스(-)로 이동함에 따라 비드폭은 점차 넓어지

고 용입깊이는 증가하다가 감소하는 경향을 나타낸다. 그 이유는 비초점거리가

“+”로 이동할 때에는 초점이 재료 위에 맺히고 스폿사이즈(spot size)가 증가되

면서 파워밀도(power density, W/cm2)가 감소하기 때문이고, 비초점거리가 “-”

로 이동할 때는 초점이 재료 안쪽에 맺히게 되기 때문에 레이저가 재료 안쪽에

서 집광된 이후에 발산하는 형태를 취하게 되기 때문이다.

비초점거리 -1 ~ 0mm 사이의 구간에서 용입이 가장 깊고 비초점거리가 증

- 45 -

가할수록 용입깊이가 감소하며 -0.5mm에서 가장 깊은 용입을 나타내었다. 그러

나 -0.5mm에서는 청색의 비교적 산화가 진행된 용접 비드를 나타내었으므로

황금색과 갈색이 섞여있어서 산화가 가장 적게 되었다고 판단되고 비드폭이 가

장 좁은 초점을 용접조건으로 선정하였다.

- 46 -

Fig. 4.1.1 Penetration properties and various bead shapes with deforcused distances

0.8mmt(×3), τp=5ms, VL=200V, RP=50Hz, v=600mm/min, Qcs:Ar(25ℓ/min)

-3 -2 -1 0 1 2 30

1,000

1,200

1,400

1,600

1,800

2,000

2,200

2,400

Pen

etra

tion

dept

h, D

p(µm

)Fr

ont b

ead

wid

th, W

f(µm

)

Defocused distance, fd(mm)

Dp Wf

Bead width

Penetrationdepth

(a) Penetration properties

Beadfd(mm)

Front bead CrosssectionBead

fd(mm)Front bead Crosssection

0

-0.5 +0.5

-1.0 +1.0

-1.5 +1.5

-2.0 +2.0

-2.5 +2.5

-3.0 +3.02 mm2 mm2 mm 2mm2mm2mm

(b) Bead shapes

- 47 -

(2) 펄스폭 및 램프전압에 따른 용접성

펄스레이저에 의한 가공에 큰 영향을 미치는 것은 첨두출력(peak power)과 펄스

폭(pulse width, τp)이나 첨두출력은 펄스폭을 길게함에 따라 낮추는 것이 가능하고,