1. 서 론
브레이징은 모재보다 낮은 융점을 갖는 솔더를 사용하여 모재를 접합하는 공정으로 귀금속 접합, 가전제품내 부품에서부터 Solid Oxide Fuel Cells 및 항공우주산업 분야 등의 최신기술에 이르기까지 광범위하게 적용된다[1,2]. 용접 공정과 달리 브레이징의 주된 장점은 세라믹을 포함한 종재료 접합에 비교적 쉽게 적용할 수 있고 모재에도 영향을 덜 끼치며 복잡한 형상까지 접합할 수 있다는 것이다[3]. 다만, 브레이징 접합부는 솔더 조성과 공정 조건에 따라 건전성과 강도가 변하기 때문에 사용 목적에 맞는 브레이징 접합 재료와 공정 조건의 최적화가 필요하다[4-8].
Cu는 높은 열과 전기 전도도를 가지기 때문에 열교환기용 파이프와 전기전자 제품의 재료로 주로 사용되지만, 기계 또는 철강 부품내 합금재료로도 많이 사용된다[9,10]. 따라서 광범위하게 사용되는 Cu 재료에 대해 동종 또는 이종접합이 다양하게 이루어지고 있지만, Cu 접합부에서 지속적으로 발생하는 여러 결함이 문제가 되고 있다[11-14].
브레이징은 접합부 내 금속간화합물에 의해 야기되는 결함과 응고균열을 해결하기 위하여 많은 연구가 진행되고 있다[15]. 금속간화합물은 일반적으로 취성이 높기 때문에 결함이 발생하거나 진전하는데 중요한 역할을 한다[16-18]. 따라서, 금속간화합물을 제어하여 접합부의 기계적 물성을 향상하는 연구가 발표되고 있다[19,20]. 또한, 응고균열은 응고과정 중 용착금속이 수축하면서 모재의 구속으로 인해 발생한다. 결함은 결정립계를 따라 발생하는 입계파단 형태를 주로 띄며[21,22], 이러한 응고균열은 기계적 강도 저하, 접합부를 통한 누수, 접합부 부식에 의한 손상과 연관성이 높기 때문에 응고균열의 발생 메커니즘을 규명하고 예방하기 위한 연구가 보고되었다[23,24]. 특히 솔더 조성 변화가 응고균열 민감도에 미치는 영향을 예측하는 지표를 개발하여 합금 및 공정 설계에 활용하고 있다[25-29]. Freezing Range(FR), Crack Susceptibility Coefficient (CSC), improved CSC, simplified Rappaz-Drezet-Gramaud (RDG), 및 Kou의 모델들이 응고균열 민감도를 평가하기 위한 주된 지표로 사용되며 Ni 합금, Al 합금, Mg 합금, Ti 합금, Mo 합금에서부터 탄소강에 이르기까지 다양한 금속의 응고균열 평가 및 예측에 활용된다[27,29-34].
응고균열은 응고과정 중 발생하는 고상 상변태에 의한 부피변화와 그에 동반되는 응력, 고상 및 액상의 조성에 따른 열 수축, 그리고 모재 형상과 열전도도 특성에 따른 접합부 구속과 냉각속도 등 여러 가지 인자들에 영향을 받는다. 이런 인자들은 측정과 실제 적용이 쉽지 않기 때문에, 현재까지 제시된 여러 응고균열 예측 지표들은 수지상정간 영역에 대한 고상 및 액상 분율을 주된 변수로 삼고 있다. 따라서, 여러 응고균열 예측 지표는 실제 현상과 다소 차이가 존재하고 지표별로 응고균열 예측이 상이할 수 밖에 없으므로, 여러 응고균열 지표를 함께 검토해서 합리적으로 응고균열을 예측 및 평가해야 한다.
본 연구는 브레이징용 Cu-Sn계 합금에서 Sn 조성 변화에 따른 접합부 응고조직과 응고균열을 관찰하였다. 그리고 여러 응고균열 지표를 적용하고 실제 브레이징 접합부에서의 응고균열 경향과 비교 분석하였다. 최종적으로는 가장 예측성능이 좋은 응고균열 지표 도출을 통해 실제 Cu-Sn계 브레이징 접합부에서 발생한 응고균열 발생 원인을 밝히고, 향후 응고균열이 개선된 브레이징 접합용 솔더 개발에 활용하고자 한다.
2. 실험 방법
브레이징 실험은 동관과 스테인리스강관을 모재로 삼아 T-자 접합하였고, 접합부 형태는 그림 1에 나타내었다. 녹색 점선으로 표시된 영역은 솔더가 브레이징 접합된 영역을 나타낸다. 솔더는 각각 5 wt%와 10 wt% Sn이 포함된 Cu계 합금으로 약 1 mm의 두께를 가진 O-링 형상이다. 본 연구에서 각 솔더 시편은 5Sn과 10Sn으로 명명한다. 브레이징은 약 200 oC로 700초간 예열 후 최대온도 ~1,060 oC에서 약 450초 동안 유지하여 접합하였다.
접합 완료된 브레이징 시편 단면은 절단하여 미세조직 분석을 위해 Cold-mount 실시 후 기계적 연마(0.04 μm colloidal silica, 120 rpm, 8 N)가 적용되었다. 이후 접합부 내 응고결함 유무와 미세조직은 광학현미경(Light Optical Microscopy; LOM)으로 분석하였고, 세밀한 응고조직은 주사전자현미경(Scanning Electron Microscopy; SEM, MIRA 3 LMH, TESCAN)의 후방산란전자(Back Scattered Electron; BSE) 모드로 관찰하였다. 추가로 접합부 미세조직의 조성분포는 에너지분산형 분광분석법(Energy Dispersive Spectroscopy; EDS, Elect plus, EDAX)과 전계방사형 현미경분석(Field Emission-Electron Probe Micro Analysis; FE-EPMA, JXA-8530F, JEOL)으로 측정하였다.
관찰한 미세조직과 응고균열을 설명하기 위해서 열역학 시뮬레이션 프로그램(Thermo-Calc 2024a)의 TCSLD3 (solder alloy V.3.3) 데이터베이스를 사용하여 Scheil diagram을 도출하였다. FR, simplified RDG, 및 Kou 지표는 Scheil diagram 결과를 바탕으로 각자 수식에 적용하여 도출하였고, 열역학 시뮬레이션 조건은 온도 0.05 oC 간격, 그리고 액상 분율이 0.01에 도달하면 종료되는 것으로 설정하였다. 반면 CSC와 improved CSC 모델은 Thermo-Calc 2024a에서 제공하는 property models calculator를 통해 응고균열을 계산하였고, 응력 완화 시작점은 액상 분율이 0.6 일 때, 응력완화에서 완화가 되지 않는 지점으로 변곡할 때는 액상 분율이 0.1 일 때, 그리고 최소 액상 분율은 0.01로 가정하였다[35]. 또한 응고수축 지점으로 액상 공급이 늦어지는 시점의 고상 분율은 0.7, 그리고 고상이 어느 정도 성장하여 응력이 존재해도 쉽게 결함이 생기지 않을 시점의 고상 분율은 0.98로 두었으며 이 값들은 property models calculator의 기본값이다[27].
FE-EPMA 결과를 바탕으로 Sn 합금원소 분포를 확인하고 이미지 분석 방법으로 수지상정간 면적, 주상정 및 등축정 수지상정 미세조직의 크기, 면적과 1차 수지상정 간격(primary dendrite arm spacing)을 측정하였다. 수지상정의 종횡비를 계산하여 주상정과 등축정을 구분하였고, 종횡비가 0.3 보다 작을 때는 주상정, 0.4 보다 클 때는 등축정, 0.3과 0.4 사이일 때는 주상정에서 등축정으로 전이(Columnar to Equiaxed Transition, CET)에 해당하여 주상정과 등축정으로 구분하지 않았다[36]. 열역학 시뮬레이션의 Scheil diagram으로도 수지상정간 미세조직의 면적을 예측하여 실측값과 비교하였다.
3. 결론 및 고찰
3.1 Sn 함량에 따른 브레이징 접합부 형상
그림 2는 5Sn과 10Sn 솔더를 사용한 접합부 형상과 응고균열 거동을 나타낸다. T-자 형태의 모재 형상으로 인해 용융 솔더가 젖음성과 모세관현상으로 그림 2의 아래쪽으로 침투하고(그림 2a와 2d에서 “Flow”로 표시), 접합부가 넓어지며 응고영역 폭도 증가하였다. 5Sn과 10Sn 시편 접합부 최종 응고 부분의 폭은 각각 ~1,040 ± 80 μm와 ~1,640 ± 80 μm로 측정되었고, 10Sn 솔더는 5Sn 솔더보다 더 넓은 브레이징 접합 영역, 즉 솔더의 최종 응고 부분 폭이 더 넓은 것을 알 수 있다.
그림 2의 브레이징 접합부에서 어두운 회색 영역은 Sn 조성이 낮은 수지상정 영역으로 α 상에 해당하며, 나머지 밝은 회색 영역은 Sn 조성이 높은 β 상에 해당한다[37,38]. 수지상정간 영역을 확대해서 보면 α 상과 β 상이 층상구조를 이룬다(그림 2f). 브레이징 접합부 내에 검게 나타난 부분은 수지상정간 영역 중 액상으로 미처 채워지지 못한 영역이다. 그림 2c와 2f는 그림 2a와 2e의 붉은 색 점선에 있는 결함을 확대한 것이다. 결함 표면이 부드러운 형상이며 수지상정간 영역이 결함으로 노출된 것이다. 따라서 그림 2c와 2f의 결함은 전형적인 응고균열에 해당한다[39-43]. 솔더 내 발생한 응고균열 면적 분율은 5Sn 시편은 6.0 %, 10Sn 시편은 3.0 %로 측정되었고, 용질원소 Sn 증가로 응고균열이 감소하였다.
그림 3은 5Sn과 10Sn 시편의 Scheil diagram이다. 5Sn과 10Sn의 액상선 온도는 각각 ~1,050 oC와 ~1,000 oC이며, 고상선 온도는 각각 ~790 oC와 ~770 oC이다. 따라서 5Sn과 10Sn의 고액공존 영역 온도범위는 ~260 oC와 ~230 oC으로, Sn 조성 증가로 고액공존 영역 온도범위가 감소하였다. 응고과정은 5Sn과 10Sn 모두 초정 α 상인 FCC가 생성된 후, 액상과 α 상에서 β 상인 BCC 상이 생성되는 포정 반응을 보여준다[37]. 브레이징 접합은 ~1,060 oC에서 실시했기 때문에, 5Sn과 10Sn 시편의 과열은 각각 10 oC와 60 oC이며 10Sn 시편의 과열이 50 oC 더 크다. 특정 조성 범위를 제외하곤 Sn 조성과 과열 증가는 Cu-Sn계 합금 액상의 점성을 감소시킨다[44,45]. 따라서 Sn 조성과 과열이 높은 10Sn은 5Sn보다 낮은 점성으로 인해 용융된 솔더의 유동이 더 높다. 이러한 차이로 인해 브레이징 접합 과정에서 10Sn이 모재 사이를 깊게 침투하여 최종 응고 부분이 더 넓게 나타난 것으로 판단된다(그림 2).
3.2 Sn 함량에 따른 브레이징 접합부의 미세조직
그림 4는 브레이징 접합부의 미세조직 변화를 자세히 관찰하기 위해 Sn 합금원소 분포를 측정한 FE-EPMA 이미지이다. 이미지 범례에서 볼 수 있듯이, Sn 조성이 높을수록 파란색에서 빨간색으로 표현된다. 따라서 Sn 조성이 높은 수지상정간 영역은 밝은 하늘색으로 나타나고 수지상정 간 내부에서 Sn 조성이 조금 더 높은 곳은 옅은 녹색으로 나타난다. 수지상정간 영역 면적은 5Sn 시편은 35 %, 10Sn 시편은 42 %의 면적분율을 가지는 것으로 측정되었다(표 1). 반면 그림 3의 Scheil diagram에서 수지상정간 영역의 부피 분율을 알 수 있고, 면적 분율로 환산하면 5Sn 시편은 9 %, 10Sn 시편은 21 %이다. Cu-Sn 이원계 상평형 상태도에서는 5Sn과 10Sn 시편 모두 상온에서 FCC 결정구조를 갖는 α 상과 Cu3Sn 상만 갖는다[37]. 따라서 상평형 조건에서 5Sn과 10Sn은 포정 반응도 수지상정간 영역도 발생하지 않지만, Scheil equation을 통해선 포정 반응과 수지상정간 영역이 발생하였고 실제 응고 후 나타나는 수지상정간 영역의 면적보다는 적게 관찰되었다.
실제 측정한 수지상정간 영역의 면적이 평형응고와 비형평응고 Scheil equation을 통한 예측값 범위에서 벗어난 것은 브레이징 공정의 비교적 빠른 냉각속도에서 그 원인을 찾을 수 있다. 빠른 냉각속도는 고상과 액상의 분배 계수가 평형 분배계수와 다르게 변할 수 있어 Scheil equation으로 예측한 수지상정간 영역보다 실제 응고에서 발생한 수지상정간 영역이 크게 측정될 수 있다[46-49]. 또한 조성적 과냉에 의해 응고가 진행되므로 상평형 상태도와 Scheil equation을 통한 수지상정간 예측값 범위는 실제 응고 시 나타난 수지상정간 영역과 다를 수 있다. 실제 접합부 표면에서 중심부로 갈수록 수지상정간 내 Sn 용질원소 농도가 높았다(그림 4). SEM-EDS 정량 분석을 통해 5Sn 및 10Sn 접합부 가장자리에 위치한 수지상정간 영역의 Sn 조성은 7.0 ± 1.0 wt%였고, 접합부 중심부에 위치한 수지상정간 영역의 Sn 조성은 12.0 ± 3.0 wt%임을 확인하였다. Scheil equation의 가정인 고상에서의 무확산과 액상에서의 완전 혼합은 본 연구의 브레이징 응고현상을 설명하지 못하였지만, Sn 함량에 따른 비평형 응고 Scheil equation을 통한 수지상정간 영역 예측은 실제 응고와 경향이 일치하였다.
10Sn과 5Sn 시편의 등축정 비율은 거의 동일하였다(표 1). 응고가 발생하면 응고계면 바로 전방에 있는 액상의 용질원소 농도가 국부적으로 증가하여 액상선 온도가 평형 응고온도보다 낮아지는 조성적 과냉 현상이 발생한다[50-52]. 조성적 과냉도가 클수록 응고모드는 평활상(planar)에서 셀상, 주상정, 등축정 순으로 바뀌는 것으로 알려져 있다[53,54]. 일반적으로 주상정 보다는 등축정이 변형을 보다 잘 수용하기 때문에[55], 등축정이 고온균열을 억제한다고 알려져 있다[56,57]. 본 연구에서 10Sn 시편이 5Sn보다 큰 조성적 과냉도를 가지겠지만 그 차이는 크지 않아서, 10Sn과 5Sn은 비슷한 분율의 등축정 구조를 가지는 것으로 판단된다.
또한 Sn성분에 따른 결정립도를 1차 수지상정 간격으로 관찰하였고, 10Sn은 5Sn 시편보다 미세한 수지상정 응고조직을 나타냈지만 그 차이는 크지 않았다(표 1). 조성적 과냉이 수지상정 성장속도를 억제시켜 결정립 성장 속도를 늦추는 현상은 많은 연구를 통해 보고되었다[58-61]. 합금조성과 결정립 크기 사이를 비교적 간단한 관계식으로 나타낼 수 있고, 이는 성장억제 인자(Growth Restriction Factor; GRF) Q라 부른다[62,63].
이 식에서 P는 조성적 과냉 매개변수, k는 분배계수, m은 액상선 구배, 그리고 C0는 합금조성을 의미한다. 또한, Q는 아래 식과 같이 다르게 표현할 수 있는데 이는 응고 초기의 고상 분율에 대한 과냉각도를 의미한다[62,64,65].
∆Tc=T(C0)-T(C1)이며 T(C0)는 초기 조성일 때 액상선 온도, T(C1)는 응고 진행 중 변화된 액상 조성의 액상선 온도를 의미한다. fs는 고상분율을 의미한다. 고상분율 변화에 따른 액상선 온도 변화는 Thermo-calc에서 계산한 Scheil diagram에서 확인할 수 있다. Scheil diagram에서 응고시작점 기울기는 수식 2와 같고 그림 5에 성장억제 인자 Q를 표시하였다. 5Sn 시편의 Q는 45, 10Sn 시편의 Q는 105이었고, 따라서 10Sn의 Q는 5Sn보다 크다. 성장억제인자 Q가 약 2배 이상 큰 10Sn 시편이 5Sn보다 미세한 수지상정 응고조직을 가지는 것으로 설명할 수 있고, 실제 1차 수지상정 간격 측정 결과는 이 예측과 경향은 동일하지만 그 차이는 크지 않았다 (표 1).
3.3 Sn 함량에 따른 브레이징부 응고균열 해석
3.3.1 고액공존 영역에서 액상분율에 따른 정성적 해석
용질원소 Sn 영향으로 인한 응고균열 변화는 정성적인 4단계로 해석 가능하다[66]. (1단계) 용질원소가 전혀 없는 금속 응고 시 결정립계에 고액 공존 필름이 존재하지 않아 응고균열 결함이 전혀 발생하지 않는다. (2단계) 약간의 용질원소로 인해 결정립계에 얇은 액상막이 존재하여 응고균열이 가장 쉽게 발생한다. (3단계) 용질원소 증가로 2단계보다 결정립계에 액상 분율이 더 증가하면 액상 분율이 응고균열을 채워주기 때문에 응고균열 민감도는 2단계에서보다 감소한다. (4 단계) 증가한 액상 분율이 응고균열을 더 채워주기 때문에 응고균열이 더욱 감소한다. Scheil diagram과 실제 시편에서 수지상정간 영역의 면적 분율은 10Sn 시편이 5Sn 시편보다 더 높았기 때문에(그림 4와 표 1), 이러한 정성적 분석에 따라 5Sn과 10Sn 시편의 접합부 응고균열은 6.0%에서 3.0%으로 감소한 것이 설명 가능하다. 용질원소 증가에 따른 응고균열 민감성 변화는 Al-Si, Al-Cu 등의 이원계 합금에서도 유사하게 관찰된다[67,68].
3.3.2 응고균열 지표 적용을 통한 정량적 해석
Sn함량에 따라 발생하는 응고균열 변화 현상은 먼저 FR 지표를 이용하여 예측하였다. FR은 액상선과 고상선의 온도 차이를 말하며 고액공존 영역에 해당한다. 고액공존 영역이 넓을수록 응고결함 발생 가능성이 높다고 알려져 있다[69,70].
두번째 지표는 Clyne and Davies가 개발한 CSC이다. CSC는 응력에 취약한 시간과 응력이 완화되는 시간의 비로 나타내며 식은 아래와 같다[25,70]. 높은 CSC 값은 응고균열 저항성이 낮다는 것을 의미한다.
네번째로는 simplified RDG 지표이다. RDG 지표는 응고과정 중 수지상정 변형에 의한 압력 변화와 수축에 의한 압력 변화가 주요하게 응고균열에 영향을 끼친다는 것이다. 하지만, RDG 지표를 통한 응고균열 예측은 액상의 점성, 액상과 고상의 밀도, 그리고 온도 구배와 2차 수지상정 간격 등과 같은 여러 값이 필요하기 때문에 계산이 쉽지 않다. 반면 simplified RDG 지표는 Scheil equation을 통해 계산할 수 있어 관련 열역학 시뮬레이션 기능을 이용하면 지표 도출이 가능하다[27]. Simplified RDG는 응고과정에 따른 액상 수축으로 발생하는 수지상간 영역 내 압력 감소만 고려하고 다음과 같은 수식으로 나타낸다[27,29].
마지막으로 Kou 응고균열 지표는 응고과정 중 발생하는 응고 수축과 수지상정의 성장에 따라 변화하는 수지상정간 영역을 액상 부피유량이 채우는 현상을 고려한다[28,71,72]. 이 응고균열 지표는 아래 수식으로 정의된다.
해당 수식은 응고가 대부분 진행되었을 때, 고상분율 제곱근 변화에 대한 온도 변화를 나타낸 것이다. 이 지표가 크면 응고균열 민감성이 높아짐을 의미한다. Scheil diagram에서 고상 분율이 0.87‒0.94 범위 일 때, 최대값을 지표로 삼는다[28,73]. 다만 해당 수식은 주상정을 바탕으로 하여 세워진 수식이며 등축정에 대해서는 수식이 수정되어야 한다[28].
본 연구에서 5Sn과 10Sn 시편은 등축정이 우세한 응고 조직을 갖는다(표 1). 따라서 식 7을 등축정에 적합한 수식으로 변환이 필요하고, 본 연구는 등축정에 적합한 변수로 다음과 같은 변환과정을 적용하였다[28].
l은 수지상정 반지름, l'은 응고수축 후 수지상정 반지름, Φ는 수지상정 간격, fSE는 겉보기 고상 분율, 그리고 β는 (νL-νS)/νL로 정의되며 응고수축을 의미한다. νL은 액상 부피, νS는 고상 부피이다. 식 9에 식 8을 대입하고 l'에 대해 정리하면 아래 수식이 된다.
응고과정 중 변화하는 수지상간 영역을 액상 부피유량이 채우는 현상은 아래와 같은 수식으로 표현 가능하다[28].
Vlocal은 수지상정이 벌어져 수지상정간 영역이 증가하는 속도, vz는 수지상정간 영역으로 이동하는 액상의 유속이다. 식 11에 식 10을 대입하고, 고상 분율이 1로 가까워지면 다음과 같은 수식이 된다.
응고가 진행될수록 액상과 기공은 사라지기 때문에 fSE와 순 고상 분율 fs는 같아지므로 위와 같이 표현 가능하다. 따라서 등축정일 때 응고균열 민감성 지표는 아래 수식으로 정의된다.
Cu-Sn계 합금 브레이징 접합부에서 발생한 응고균열 결과(그림 2)와 여러 응고균열 지표를 5Sn과 10Sn 시편에 적용하여 비교하였다. 그림 6은 FR, CSC, improved CSC, simplified RDG, 그리고 Kou 지표의 응고균열 민감도를 보여준다. 5Sn의 브레이징 접합부 응고균열은 6.0 %, 10Sn은 3.0 %로 Sn 함량이 증가하면서 응고균열이 감소하였다(그림 2). FR 지표를 통해 예측한 응고균열 민감도는 1 wt% Sn 조성에서 최대 응고균열 민감도를 가지고, Sn 조성이 계속 증가하면 민감도가 감소하였다. 5Sn과 10Sn 시편 모두 최대 응고균열 민감도 대비 큰 감소가 없고, 서로 간에도 큰 차이가 없었다(그림 6a). CSC 지표도 1 wt% Sn 조성에서 최대 응고균열 민감도를 나타내고, 이후 Sn이 계속 증가하면 민감도가 급격히 감소하지만 5 wt% Sn 조성보다 큰 10 wt% Sn 조성에서는 응고균열 민감도가 오히려 증가하였다(그림 6b). Improved CSC 지표는 1 wt% Sn 조성에서 최대 응고균열 민감도를 보이고 그 이후 Sn 조성이 증가하면서 민감도가 감소하였고(그림 6c), 실제 5Sn과 10Sn의 응고균열 발생 경향과도 일치하였다. Simplified RDG 지표는 1 wt% Sn 조성에서 최대 응고균열 민감도를 보이고, Sn이 계속 증가하면 민감도가 급격히 감소하지만 3–6 wt% Sn 이후부터는 민감도가 다시 증가하였다. 주상정과 등축정의 Kou 지표는 1 wt% Sn 조성에서 최대 응고균열 민감도를 보이고 5 wt% Sn 이상의 조성에서 조금씩 민감도가 증가하였다. 최대 응고균열 민감도 대비 5Sn과 10Sn의 응고균열 민감도는 감소하였으나, 10Sn의 응고균열 민감도는 5Sn 보다 약간 증가하여 실제 응고균열 발생과는 다른 결과를 보였다. Cu-Sn계 솔더에서 최대 응고균열 민감도를 가지는 용질원소의 조성은 6가지의 응고균열 지표가 거의 유사하다. 하지만 STS 304L/Inconel 625 이종 적층 재료와 STS 304L/Ni-20Cr 이종 적층 재료에서는 응고균열 지표 별로 상이한 최대 응고균열 민감도의 용질원소 조성을 보여주었다[29]. 또한 STS 304L/Ni-20Cr 이종 적층 재료의 응고균열 지표는 STS 304L/Inconel 625 경우보다 낮은 값을 나타내었고, 실제로는 응고균열이 관찰되지 않았다[29]. Mg 합금에 희토류를 첨가한 재료에는 simplified RDG와 improved CSC 지표를 적용하였는데, 최대 응고균열을 보여주는 용질원소 조성은 두 지표가 서로 같은 결과를 나타내었다[27]. 최대 응고균열 이후 조성 증가에 따른 응고균열 민감도 감소는 improved CSC가 simplified RDG 보다 느린 거동을 나타내었고, 이는 Cu-Sn계 솔더에서도 유사한 형태를 나타낸다. 따라서 응고균열 지표 간 예측 결과의 차이는 합금조성 차이뿐만 아니라, 지표 자체 특성에 기인한 것으로 생각된다. 결론적으로 대상 합금성분과 지표 종류에 따라 서로 다른 응고균열 예측을 보여주므로, 여러 응고균열 지표를 비교하며 합리적인 지표의 평가와 활용이 이루어져야 한다.
본 연구의 실제 응고균열 결과와 지표를 통한 예측값을 비교해 볼 때, 모든 지표는 1–2 wt% Sn 조성에서 응고균열 민감도가 가장 크다고 예측하였지만, Sn 조성이 5 wt% 이상인 솔더에서는 최종 응고과정에서의 응력 변화를 고려한 improved CSC 지표가 가장 예측 성능이 좋았다. Cu-Sn계 접합부는 브레이징을 위해 가한 열로 인해 동관과 스테인리스강관은 서로 다른 팽창과 수축 거동을 하고, 이는 솔더 접합부에 응력으로 작용하게 된다. 일반적인 판재의 브레이징 접합부 형상보다 큰 응력이 작용하는 T-자형 튜브-튜브 접합부의 특성상, 본 연구의 Cu-Sn브레이징 접합부의 응고균열은 최종 응고단계의 솔더에 작용하는 응력으로부터 큰 영향을 받은 것으로 판단된다.
4. 결 론
본 연구는 동관과 스테인리스강관의 T-자 접합부에 브레이징용 Cu-Sn계 솔더를 사용할 때 Sn 조성 변화에 따른 접합부 응고조직과 응고균열을 관찰하여 다음의 결과를 도출하였다.
(1) Cu-Sn 브레이징 솔더를 이용한 접합부에서 수지상정 간 영역의 계면으로 볼 수 있는 부드러운 돌기 형태의 균열이 관찰되었고, 이는 응고균열의 전형적인 파면과 일치하였다. 솔더의 Sn 조성이 5Sn에서 10Sn으로 증가하면서 액상선 온도와 점성이 감소하여, 10Sn솔더가 5Sn 시편보다 브레이징 접합부 깊이 침투하여 접합되었다.
(2) 10Sn이 5Sn 시편의 접합부보다 응고균열이 감소하였다. 10Sn 시편의 용질원소 증가는 액상 증가로 이어지고 증가한 액상은 응고과정 중 발생하는 응고균열을 채워주기 때문에 응고균열이 감소하였다.
(3) 여러 응고균열 지표들은 모두 1–2 wt% Sn 조성일 때 가장 높은 응고균열 민감성을 가지는 것으로 예측하였다. 특히, 5 wt% Sn 조성 이상의 솔더에서 Sn 조성이 증가함에 따라 감소하는 응고균열 현상은 improved CSC 지표가 정확하게 설명하였다. 이 결과는 브레이징 열처리에 동반되는 접합부의 팽창과 수축은 솔더에 응력으로 작용하기 때문에, 최종 응고단계에서 응력 변화를 기반으로 도출된 improved CSC 지표가 응고균열 민감도를 가장 예측을 잘한 것으로 판단된다.
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