44 연구논문 레이저용접에의한알루미늄박판구조물의용접변형해석 권기보 * 김재웅 **, 김철희 *** * 영남대학교대학원기계공학과 ** 영남대학교공과대학기계공학부 *** 한국생산기술연구원 of Welding Distortion for Laser Welded Sheet Metal Structures of Aluminum Alloy Ki-Bo Kwon*, Jae-Woong Kim**, and Cheol-Hee Kim*** *Dept. of Mechanical Engineering, Graduate School of Yeungnam University, kyeongsan 712-749, Korea **School of Mechanical Engineering, Yeungnam University, kyeongsan 712-749, Korea ***Production Technology Center, Korea Institute of Industrial Technology, Incheon 46-13, Korea Corresponding author : jaekim@yu.ac.kr (Received July 9, 8 ; Revised Auguest 19, 8 ; Accepted April 13, 9) Abstract In this study, welding distortion analysis is performed for various design of tube shape structures which are assembled with aluminum sheet metal. Aluminum 2 plates of 1mm thickness are used to analyze. An efficient keyhole model, as a welding heat source, is used for the prediction of full penetration weld size and shape which is required for the thermal analysis. The thermal and mechanical material properties are considered as temperature dependent functions, due to the high temperature variations during the welding. The numerical model is calculated by using a commercial software and evaluated with the experiments. The calculation results could make a comparative study in the view of distortion for the various size and shape of structure. Key Words : Welding distortion, Finite element method(fem), Aluminium alloy, Laser beam welding (LBW), Keyhole model 1. 서론 용융용접은국부적으로재료를용융시켜야금학적으로결합시키는방법으로부재를구조적으로일체화시킨다. 그래서용접부는국부적으로급격히고온에달하게되고체적이큰저온부로열전도에의하여급속히냉각하게된다. 이사이에온도가변화하는범위는넓기때문에재료의기계적성질은온도에따라서크게변화한다. 이와같은현상이연속해서국부적으로일어나는데온도상승시에는팽창이, 냉각시에는수축이일어나고이것이다른부분에의하여구속되므로용접응력 (welding stress) 이발생하게된다 1). 즉, 국부적가열로인해중심부분이팽창하게되고이를둘러싼부분에의하여변형이구속되므로, 열을가한부분은압축응력이, 이를둘러싼부분은인장응력이생성되며, 가열부가냉각하면서다시수축이발생하여균형된응력분포를이루는과정에서변형이유발된다. 이러한용접응력으로인한변형이나수축은제품의치수정밀도나외관을해칠뿐만아니라부재의강도를저하시키는원인이되며, 그교정에도많은시간과노력이필요하므로결국제작비용이많이들게하는요인이된다. 최근자동차를포함하는수송기계분야에서경량화를위한알루미늄판재의적용이증가하고있다. 알루미늄 Journal of KWJS, Vol. 27, No. 3, June, 9
레이저용접에의한알루미늄박판구조물의용접변형해석 4 합금은열전도율이크기때문에가열시온도증가부위가넓고열팽창계수도큰관계로용접변형의발생이용이하다. 따라서정밀한용접구조부품을제작하기위해서는용접변형을최소화하는것이요구된다. 용접변형에미치는영향인자들은재료의물성치이외에구조물의형상및크기, 용접선의위치등이있으므로용접변형을최소화하기위한자료를구축하기위해서는용접변형을해석하는방법과이들영향인자들에대한분석이필요하다. 본연구에서는관 (tube) 형태의알루미늄용접구조물을대상으로변형해석을수행하고자한다. 수치적해석을위한모델을구축하기위해 Al2 sheet 2) 에대하여실험을실시하여열원모델과변형해석모델을검증하였다. 이렇게구한수치해석모델을이용하여관형구조물의형상및크기, 용접선의위치에따른용접변형의크기및양상을분석함으로써알루미늄판재구조물의용접변형에대한기초자료를제공하고자한다. 2. 수치해석모델링 위식에서파라미터 a, b, c는각각독립적인값으로결정해주어야한다. 해석프로그램으로 MARC 를사용하였으며이프로그램은 Goldak 이제시한열원의수학적모델을직접제공하고있어계수값만을지정함으로써열원모델의적용이가능하다. 또한모델에서용접선을지정할수있는기능이있다. 실제용융부의크기를알아내기위해 1 3 2mm 크기의 Al2 시편에대해 YAG레이저비드용접 (bead on plate) 을수행하였다. Table 1에나타낸용접조건은 Al2 판재 4,) 의두께가 2 mm일때완전용입조건을실험을통해찾아낸것이다. 용접후단면을취하고에칭작업을하여수치해석결과와비교하였다. Fig. 2와 3은각각실제용접부단면사진과수치해석에의한온도분포를나타낸것이다. Table 1 Welding condition for experiments 2.1 용접열원의모델링 Laser power 3 kw 용접열원을모델링하기위하여 3차원열원모델에가장적합하다고알려진 Fig. 1에나타낸이중타구형열원모델 (Goldak s double ellipsoidal shaped weld heat source) 을 3) 이용하였고실제실험한용접부단면사진과일치하는용융부크기를나타내는열원파라미터를찾고자하였다. 전방사분원내의파워밀도분포는다음과같다. Welding speed 2 m/min Irradiation angle Focal position -6 mm Shielding gas (Ar 1%) surface; l/min bottom; 1 l/min 후방사분원내의파워밀도분포는다음과같다. Fig. 2 Etching cross section Cr a Cf z 2.3mm x b y Fig. 1 Goldak s double ellipsoidal shaped weld heat source model 1.8mm Fig. 3 Weld line from numerical analysis 大韓熔接 接合學會誌第 27 卷第 3 號, 9 年 6 月
46 권기보 김재웅 김철희 Table 2 Parameters of laser heat-source model Parameter Value(mm) Width : a 1. Depth : b 2. Forward Length : c f 1. Rear Length : c r 4. 그림에표시한용융라인은알루미늄의용융점인 6 를기준으로정하였으며용융지형상이일치하는경우의열원모델파라미터값들을 Table 2와같이선정하였다. 이렇게선정한열원모델을이후알루미늄구조물해석에적용하였다. 2.2 수치해석모델링용접변형에미치는구조물의형상및크기, 용접선위치의영향을해석하기위해비교적단순한구조물을선택하였다. Fig. 4에나타낸것과같이단면형상이일정하며길이가긴용접구조물을대상으로하였다 6). 일반적으로두꺼운부재의용접해석시두께방향으로의온도분포가중요하므로 3차원해석을실시하여야하지만본연구에서는박판용접이고완전용입조건을적용하 기때문에두께방향으로의온도변화가거의없으므로 shell 요소를사용하였다. Fig. 와같은해석모델에서요소분할은 794개의절점과 743개의 shell요소를사용하였고용접라인에서의 shell요소의한변의길이는 1mm이다. 변형해석시경계조건은네모서리에대해높이방향구속을적용하였다. 구조물의종류는크게단일절곡판 (single hat; 이하 SH라칭함 ) 구조와양면절곡판 (double hat; 이하 DH라칭함 ) 구조로나누었다. 이러한대상을선정한것은용접선의위치가단면의중앙부에있는경우 (DH) 와바닥면에있는경우 (SH) 에각각용접변형에미치는영향을알아보기위해서이다. 또한길이 (L) 3mm의 SH와 DH구조에대해서각각 4mm와 mm 높이에대해서해석을수행하였다. 구조물의재료는두께가 1mm인알루미늄합금 ( Al2) 으로하였으며, 용접부에서의두께는 2 mm이므로 2mm 두께에대한완전용입조건으로수치해석을수행하였다. Fig. 6과 Table 3에나타낸것과같은재료의물성치를적용하였으며대류경계조건은모든자유표면에부가하였다. 구조물의변형양상을파악하기위하여 Fig. 7에나타낸것과같이좌표계를정하였으며 7), Y=인지점과 Y=L/2 인지점에서의변위와응력을측정하여구조물형상에따른변형양상을비교하고자하였다. 1 1 2.3 레이저용접실험 1 1 1 1 4 1 1 (a) Single hat (b) Double hat Fig. 4 Example of cross section of structure + + 수치해석모델의유의성을확인하기위해실험을수행하였다. 실험에사용한장비는독일트럼프사의 Yb: YAG 레이저용접기로써최대출력이 4 kw이며, 초점거리가.6mm, 초점에서의빔의직경이 1.64mm, 파장이 14nm이다. YAG 단결정내에이터븀 (Yb) 을첨가시킨레이저로서단결정 3준위로효율이낮으나 Nd와는달리많은양의 Yb을첨가시킬수있어고출력에서발진효율을높일수있는장점이있다. 실험과수치해석에서의구속조건을유사하게만들기위해 Fig. 8과같이네모서리를기계적으로구속하고용접을시행하였다. 2.4 수치해석모델의검증 Y Y Fig. 9와 1은 SH mm구조의실험과해석결과의비교이다. 앞서나타난해석을통한 X축방향단면변형의양은 Y=지점에서는거의나타나지않았고 Y=L/2 지점에서최대변형이약 1mm정도로나타났는데실험을통한 X축방향단면변형의양은 Y=지점 Fig. Finite element model Journal of KWJS, Vol. 27, No. 3, June, 9
레이저용접에의한알루미늄박판구조물의용접변형해석 47 8 Young's moduls(gpa) 6 4 Y Z Y=L/2 X Weld line Y= 1 3 4 6 7 Fig. 7 Coordinate system of the structure Temperature( ) (a) Young's modulus Themal expansion coefficient( e - ) 3. 2.9 2.8 2.7 2.6 2. 2.4 2.3 1 3 4 6 7 Temperature( ) (b) Thermal expansion coefficient Fig. 8 Two point constraint 2 Yield Strength(MPa) 1 2 1 1 3 4 6 7 Temperature( ) (c) Yield strength Fig. 6 Temperature dependent material properties - -6 - -4-3 - -1 Fig. 9 Comparison between analysis and experiment in section shape of mm SH at Y= Table 3 Material properties Poisson's ratio.33 Mass density 268 kg/m 3 2 1 Thermal conductivity 138 W/m Specific heat 9 J/kg Latent heat(67~6 ) 1 kj/kg - -6 - -4-3 - -1 Fig. 1 Comparison between analysis and experiment in section shape of mm SH at Y=L/2 大韓熔接 接合學會誌第 27 卷第 3 號, 9 年 6 月
48 권기보 김재웅 김철희 에서는역시거의나타나지않았으며 Y=L/2 지점에서는약.9mm로나타났다. 이변형은단면방향의변형이라기보다용접라인의종방향굽힘변형에의한전체적인변형이다. Fig. 11과 12는 SH mm 구조의 weld line과 upper line에서의실험과해석의비교이다. 해석에의한결과는 weld line에서는약.9mm upper line에서는약.93mm로나타났다. 실험에의한결과는용접선에서는약.9mm upper line에서는 1.17mm로각각나타났다. Fig. 13과 14는 DH 4mm 구조의실험과해석에서의단면변형의비교를나타낸다. Y=에서해석에서의변형량은위아래로누르는방향으로약 1mm정도나타났고실험에서의측정값은약.93mm로나타났다. Y=L/2 에서의해석에서의변형량은 Y=에서의변형의방향과반대방향으로.1mm였고실험에서의측정값은.36mm 였다. 비교를통하여 SH구조와 DH구조의변형은해석과실험에서거의일치함을볼수있다. 즉, 수치해석을수 3 1-1 - -3-6 - -4-3 - -1 Fig. 13 Comparison between analysis and experiment section shape of 4mm DH at Y= 3 1-1 - -3-6 - -4-3 - -1 Fig. 14 Comparison between analysis and experiment section shape of 4mm DH at Y=L/2 4 (SHmm) (SHmm) 2-2 행함으로써실험을대변할수있음을확인할수있다. -4 1 2 3 3 Fig. 11 Comparison between analysis and experiment in z-displacement along Y-axis at the weld line 4 2-2 -4 (SHmm) (SHmm) 1 2 3 3 Fig. 12 Comparison between analysis and experiment in z-displacement along Y-axis at center of upper plate 3. 구조물의수치해석결과 실험을통해검증한수치해석모델을이용하여구조물의종류에따른용접변형의양상및크기를비교하였다. 본수치해석에서도열해석및변형해석에대한경계조건은전술한바와같은동일한조건을적용하였다. 3.1 용접에의한구조물의단면변형 Fig. -18은높이가 mm 인 SH와 DH구조의단면형상의변형을나타낸것이다. mm SH구조에서 Y= 인지점에서의변형은거의없고 Y=L/2 지점에서변형이전체적으로약 1mm정도로나타났다. 그러나이변형은단면형상의변형이기보다는전체적인굽힘변형에따른단면위치의이동으로볼수있다. mm DH구조에서의 Y= 지점에서의변형은아래윗판재가위아래로누르는방향으로약.8 mm 정도로나타났고, Journal of KWJS, Vol. 27, No. 3, June, 9
레이저용접에의한알루미늄박판구조물의용접변형해석 49 2 1 1 - -1 - -6 - -4-3 - -1 Fig. Section shape of mm SH at Y= - -6 - -4-3 - -1 Fig. 18 Section shape of mm DH at Y=L/2 2 1 - -6 - -4-3 - -1 Fig. 16 Section shape of mm SH at Y=L/2 2. 1. 1... -. -1. SH 4mm SH mm 1 2 3 3 Y-Axis(mm) Fig. 19 Z-displacement along Y-axis at the weld line 1 - -1 - -6 - -4-3 - -1 Fig. 17 Section shape of mm DH at Y= Fig. 2. 1. 1... -. -1. SH 4mm SH mm 1 2 3 3 Z-displacement along Y-axis at center of upper plate Y=L/2 지점에서의변형은반대방향으로약. mm정도로볼록한변형을나타내었다. 3.2 구조물의높이에따른용접변형구조물높이에따른용접변형의양상을비교하기위하여 SH구조 4, mm와 DH구조 4, mm 구조를각각비교한다. Fig. 19와 을보면 SH구조의높이 4 mm와 mm 구조의 Y축방향에대한 Z축의변형량 을비교하여볼수있다. SH 4 mm에서는용접선중간위치에서의 Z축방향변형량은약.46 mm 정도이며 SH mm인경우약.9 mm 정도이다. 그리고 SH 구조의윗판중앙부의변형량은 4 mm일때약. mm, mm일때약.93 mm정도이다 (Fig. 19). 여기서 SH구조의변형은구조물의높이가낮은경우가굽힘변형이크게나타났다. 굽힘변형은용접선에서의수축에의해발생하는것으로, SH구조의경우바닥면에위치한용접선부위의수축에의해발생되며구조물의단 大韓熔接 接合學會誌第 27 卷第 3 號, 9 年 6 月
권기보 김재웅 김철희 면모멘트가크면굽힘에대해저항하는강성이크게되므로변형은작게된다. 따라서 SH구조의높이가작을수록단면모멘트의값은감소하므로굽힘변형량은많이발생한다. Fig. 21과 22를보면 DH구조의높이가 4 mm인경우와 mm 인경우의변형양상을비교해볼수있다. 용접선위치에서 DH 4 mm의변형은거의나타나지않았으며 DH mm에서의변형은약.22 mm정도의변형량을나타내었다. 그리고구조물윗판중앙부와양단의최대높이차를살펴보면 DH 4 mm일때약.9 mm정도이고 DH mm일때는약 1.3 mm정도이다. 여기서용접선의위치가구조물의중립면에있으므로굽힘변형은거의나타나지않는것을볼수있다. 2. 1. 1... -. -1. DH 4mm DH mm 1 2 3 3 Fig. 21 Z-displacement along Y-axis at the weld line 1. 1... -. DH 4mm DH mm Y=L/2 Y=L/2 Y= Y= (a) SH structure (b) DH structure Fig. 23 Schematic diagram of weld distortion 3.3 구조물에형상에따른변형양상비교구조물형상에따른비교를위해우선 mm 높이의 SH구조와 DH구조에대해보면 (Fig. 19와 21), 용접선에서 SH구조의변형은약 1 mm인데비해 DH구조에서의.226 mm로낮았다. 윗판에서의변형을비교해보면 SH일때약.9 mm, DH일때약 1.274 mm로오히려 DH구조에서의변형이.369 mm정도더크게나타났다 (Fig. 과 22). 즉, SH와 DH구조를비교해보면동일한높이의구조물인경우용접후구조물의최대높이차가 DH구조에서더크게나타났다. 용접후굽힘변형은 SH가컸음에도불구하고전체적인변형량은 DH구조의경우가더크게나타난것은 Fig. 23과같이양단에서의단면형상변형으로인해윗판의높이가감소하였기때문이다. 결과적으로 DH구조물의경우에굽힘변형보다는단면형상의변형이주도적인변형임을알수있다. DH 구조물에서이와같은변형양상이나타나게된원인은용접선에서의수축에의해중간지점 (Y=L/2) 에서는양쪽용접선이가까워지고, 양단 (Y=, L) 에서는서로멀어지는방향으로변형을유발하여궁극적으로단면의형상변형을유발하였게때문인것으로사료된다. 즉, 구조물의양단 (Y=, L) 에서 X-방향으로의인장응력에대한강성이작기때문에단면형상의변형이크게발생한것이다. 4. 결론 -1. -1. Fig. 22 1 2 3 3 Z-displacement along Y-axis at center of upper plate Al2 박판재를사용한용접구조물의변형해석을위한수치해석모델을구축하였다. 본해석모델을이용하여크게두가지형태의관형구조물을대상으로용접변형해석을수행하였다. 실험을통해수치해석모델의유의성을검증한후두가지구조물의일반적인변형양상과구조물의높이에따른변형량을해석하여다음과같은결론을얻을수있었다. Journal of KWJS, Vol. 27, No. 3, June, 9
레이저용접에의한알루미늄박판구조물의용접변형해석 1 1) 동일한모양의단면형상을가진구조물인경우높이가클수록굽힘변형량이작게나타났으며, 전체적인변형량도작았다. 2) 높이가같은경우에단면형상에따라용접변형의양상이다르게나타남을알수있었다. 즉, SH구조물의경우굽힘변형이주도적으로발생한반면 DH구조물의경우는단면형상의변형이주도적으로발생하는것을알수있었다. 3) SH구조물보다 DH구조에서전체적인용접변형이더크게나타난것은 DH구조가폭방향 (X-방향) 인장력에대한저항강성이작아서단면형상의변형이크게나타났기때문이다. 4) 용접변형의관점에서볼때에, 용접선위치에서의굽힙변형량이작아야하는경우는 DH구조물이적합하고, 단면형상의변형이작아야하거나폭방향인장력에대한강성이중요시되는경우에는 SH구조물이더적합함을알수있었다. ) 이상과같이 Al합금재료의용접구조물을해석할수있는수치해석모델을구축함과아울러단순한관형용접구조물의변형에관한기초자료를구축할수있었다. 참고문헌 1. D. Radaj, Heat Effects of Welding Temperature Field, Residual Stress, Distortion. Springer-Verlag, Berlin (1992) 2. Dr. Nisith and R. Mandal, Aluminum Welding, Woodhead Publishing Ltd - Cambridge England Alpha Science International Ltd. Pangbourne, (2) 3. J. Goldak, A. Chakravarti, and M. Bibby: A new finite element model for welding heat sources, Metallurgical Transactions B. June (1984), 299-3 4. J. G. Kaufman : Properties of Aluminum Alloys, The Aluminum Association, Inc. and ASM International, (1999). V. A. Karkhin, A. S. Ilin, H. J. Pesch, A. A. Prikhodovsky, V. V. Plochikhine, M. V. Makhutin1, and H.-W. Zoch: Effects of latent heat of fusion on thermal processed in laser welding of aluminium alloys, Science and Technology of Welding and Joining, 1- (), 97-63 6. M. Palmonella, M. I. Friswell, J. E. Mottewshead, A. W. Lees: Finite element models of spot welds in structural dynamics - review and updating, Computers and Structures, 83 (), 648-661 7. C. L. Tsai, S. C. Park, and W. T. Cheng: Welding distortion of a thin-plate panel structure, Welding Research Supplement, May (1999), 6-16 8. P. Dong : Residual stresses and distortions in welded structures: a perspective for engineering applications, Science and Technology of Welding and Joining, 1-4 (), 389-398 9. G. A. Moraitis and G. N. Labeas: Residual stress and distortion calculation of laser beam welding for aluminum lap joints, Journal of Materials Processing Technology, 198 (8), 26-269 大韓熔接 接合學會誌第 27 卷第 3 號, 9 年 6 月