리튬이온 배터리용 Cu-Steel 이종 레이저 용접부 응고균열에 미치는 Ni-P 도금의 영향
Effect of Ni-P Coating Layer on the Solidification Cracking of Cu-Steel Dissimilar Welds for Li-Ion Battery Pack Manufacturing
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Trans Abstract
This study investigated the effect of a Ni-P coating layer on the solidification cracking behavior of Cu–mild steel dissimilar welds during the manufacturing of cylindrical Li-ion battery packs for electric vehicles. Four Cu plates were prepared and characterized: uncoated Cu and three levels (12, 50, and 100 μm) of Ni–P-coated Cu. The welding experiments used a single-mode fiber laser (2 kW) at extremely low heat input (1.82 J/mm) and high welding speed (1100 mm/s). Three laser beam patterns were used: linear, spiral, and wobble+spiral. Solidification cracking was detected for the Cu–Steel dissimilar welds for all the laser beam patterns on the uncoated Cu and the 50 and 100 μm Ni–P-coated Cu materials. Conversely, the dissimilar welds using 12 μm of Ni–P-coated Cu considerably suppressed solidification cracking behavior. Similarly, the welds with suppressed solidification cracking (using 12 μm of Ni–P-coated Cu) exhibited superior mechanical properties under the laser beam pattern. The weakest mechanical properties were confirmed for the welds using 100 μm of Ni–P-coated Cu. The solidification cracking and mechanical properties were highly dependent on the weld solidification of Ni and P. The suppression of solidification cracking in the welds using 12 μm of Ni–P coated Cu was attributed to the reduction in the weld mushy zone temperature range, due to the mixing of Ni, which reduced the solidification segregation of Cu. In contrast, the severe solidification cracking for the welds using 50 and 100 μm of Ni–P-coated Cu was estimated to result from the increased amount of incorporated P, which expands the weld mushy zone range.
1. 서 론
엄격해지는 각국의 환경규제에 따라 전세계적으로 전기차(Electric Vehicle, EV) 판매량은 증가하고 있다. 2023년 국제에너지기구(International Energy Agency, IEA) 발표 자료에 따르면[1], 2020년 전세계 자동차 판매량 중 5% 수준이 었던 전기차 점유율은, 2021년 약 9%, 2022년 약 14%로 지속 증가하고 있다. 하지만 기존 내연기관 자동차 대비 제한적인 주행거리 및 부족한 충전 인프라, 그리고 잦은 화재 사고 등에 있어서는 극복해야하는 기술적 난제들도 분명 존재한다. 따라서 지속적인 전기차 산업의 성장을 위해서는 상기의 이슈들이 극복된 고성능, 고내구성 그리고 대용량의 리튬이온 배터리 팩(Pack) 제조가 핵심이라 할 수 있다.
리튬이온 배터리 팩은 수천개의 단일 배터리 셀(Cell)로 구성되며, 각각의 셀은 용접을 통해 버스바(Busbar)와 상호 연결된다[2]. 특히 버스바 용접에는 리튬 이온 배터리의 종류에 따라 Cu-Al(파우치 셀) 및 Cu-Fe(원통형 셀)의 이종 소재 용접기술이 기본적으로 적용되는 바, 최소 수천개에 달하는 버스바 이종 용접부의 건전성은 배터리 팩 전체의 전기적, 구조적 성능에 영향을 미칠 수 있는 매우 중요한 부분이다. 현재까지 용접야금 및 공정기술 관점에서 상기 이종 용접부에 대해 많은 연구결과가 보고되고 있으나[2], 대부분은 Cu-Al 이종 용접부에 대한 결과들이며, 상대적으로 Cu-Fe 이종용접부에 대해서는 그 결과가 부족한 실정이다[2]. 최근 보고된 Cu-Fe 이종용접에 대한 몇몇 선행연구 결과에 따르면[3-10], 가장 핵심적인 용접성 이슈는 응고균열이다. Cu-A619 steel 파이버 레이저 이종용접에 대한 Zapico et al.의 결과에 따르면,[3] 불특정 다수의 용접조건에서 고온균열이 확인되며, 이에 대한 구체적인 고찰은 언급되지 않았으나 분명 용접부의 기계적 성질에 상당부분 부정적인 영향을 미쳤을 것으로 예상된다. Sadeghian에 따르면[4] 청색 레이저를 이용한 Cu-Mild steel(연강) 이종용접에서도 응고균열이 확인되는 등, Cu-Fe 이종소재 조합에 대해서는 특히 응고균열에 대한 면밀한 검토 및 발생 메커니즘의 규명이 필요한 것으로 판단된다.
본 저자진은 지금까지 보고되지 않았던 1000 mm/s 이상의 고속 싱글모드 파이버 및 녹색레이저를 이용해 Cu-SS275 (KS D 3503) steel 이종용접성을 검토한 바 있다[11]. 그 결과 Cu-Steel 이종용접부의 응고균열은 배터리 팩 제조에 사용되는 대부분의 레이저 매질 및 입열량에서 발생하며, 공정적 변수보다는 Cu-Steel 용접응고과정 중의 응고현상에 의존하는 결과로 확인되었다. 특히 배터리 이종용접의 구조를 반영한 수정된 방식의 Houldcroft 자기 구속시험을 고안하여, Cu-SS275 steel 이종용접부의 응고균열 발생 특성을 검토한 결과[11], 응고균열 발생은 약 450 K의 넓은 용접응고 온도범위(Mushy Zone Range)를 가지는 국소 위치에 집중되는 것으로 규명되었고, 해당 위치는 약 95% 수준의 Cu 응고편석이 발생할 수 있는 것으로 확인되었다. 즉, Cu-Steel 레이저 용접부의 응고균열 현상을 억제하기 위해서는, Cu의 응고편석 저감을 통한 용접응고 온도범위의 축소가 필요하다.
한편 이종 레이저 용접 시에는, Cu의 높은 레이저빔 반사율로 인해 Ni가 도금된 Cu를 적용하는 경우가 존재한다. 이때 Ni는 Cu와 전율고용체를 형성하는 것으로 알려져 있어, 용접응고 과정에서 Cu의 응고 편석량 저감 및 용접응고 온도범위 축소 등, 응고균열 거동에 긍정적인 영향을 줄 가능성이 높을 것으로 예상된다. 지금까지 보고된 버스바 용접에서 해당 도금층이 용접부의 응고균열에 미치는 영향을 체계적으로 보고한 사례는 매우 부족하다. 본 논문에서는 가장 보편적으로 적용되는 Ni-P 도금된 Cu와 Steel 이종 레이저 용접부의 기본적인 용접성 및 응고균열 발생거동을 검토하였다. 최종적으로 무도금 Cu를 포함해 상이한 Ni-P 도금층 두께의 Cu를 통해, 응고균열 거동 억제 및 용접부의 기계적 물성 최대화를 위한 최적 도금재를 제시하고자 한다.
2. 사용소재 및 실험방법
2.1 사용소재
표 1은 사용소재의 화학성분을 나타낸다. 고순도 C1100P Cu (100 × 30 × 5 mm) 및 KS D 3503 규격 상의 SS275 (100 × 30 × 5 mm) 연강을 사용하였으며, Cu에는 양면에 Ni-P 도금을 실시하였다. 용접성에 미치는 도금층의 영향을 검토하기 위해 도금 두께는 (상하부 양면 기준) 12, 50, 100 µm 3종을 적용하였다.
2.2 실험방법
그림 1은 레이저 용접 및 시험편 배치에 대한 모식도를 나타낸다. 표 2에는 레이저 용접의 세부 조건을 요약하였다. 레이저 용접에는 출력 2 kW 싱글모드 파이버레이저를 적용했으며, 정초점 위치에서 38 µm의 레이저 빔을 피 용접소재표면에 조사하였다. 레이저 용접 비드 깊이를 하부 소재 희석률 30% 수준으로 설정하기 위해, 레이저빔 스캔 속도는 1100 mm/s를 설정하였다, 조사 시에는 직선형(Linear)를 기본으로, 접합면적을 확대시켜 주기 위해 나선형(Spiral), 그리고 나선형에 원형워블 경로를 동시에 적용한(Wobble+Spiral), 총 3종의 빔 패턴을 적용하였다. Cu의 레이저빔 반사율을 고려해 무도금 Cu의 용접에는 상부소재를 SS275 연강으로 하여 용접하였다. Ni-P 도금재에 대해서는 실제 배터리 제조 과정 상의 소재배치 조건을 고려해 상부소재를 Cu, 하부소재를 SS275 연강으로 배치하였다.
용접부 미세조직 분석에는 광학현미경 및 전자탐침미세 분석기(Electron Probe Micro Analyze, EPMA, JXA-8530F, JEOL)를 사용하였다. 레이저 용접부의 기계적 성질은 전단인장시험을 통해 평가하였다. 전단인장시험편은 그림 2와 같이 제작하였으며, 용접조건은 표 2와 동일하게 적용하였다. 전단인장 속도는 3 mm/min을 적용하였다. 전단인장시험은 각 7회씩 시행되었으며 각 시험의 최대하중 및 파단까지의 최대변위에 대해 최댓값, 최솟값을 제외한 평균값을 계산하였다.
3. 실험결과 및 고찰
3.1. Ni-P 도금된 Cu-Steel(SS275) 이종용접부의 응고 균열 발생거동
그림 3은 Cu-Steel 레이저 용접부(스캔패턴: 직선)의 후방산란전자(Backscattered electron, BSE) 이미지 및 EPMA 성분분석 결과를 (a)무도금 Cu (b)Ni-P 12 µm 도금 Cu (c)Ni-P 50 µm 도금 Cu (d)Ni-P 100 µm 도금 Cu 순으로 나타낸 것이다. Ni-P 도금재의 경우, Cu 소재의 상하부에 Ni 및 P가 존재함을 명확히 확인할 수 있다. 4종의 용접부 모두 싱글모드 파이버 레이저 특유의 좁고 깊은 비드가 형성되었으며, 동일한 패턴 내에서는 용입깊이 및 비드 폭이 거의 동등한 수준이었다. 평균적으로 용입깊이는 0.65 mm (하부소재 희석률 30%), 비드폭은 0.14 mm의 치수를 가지는 것으로 측정되었다.

Element distribution for Ni-P coated Cu and steel dissimilar welds; (a) uncoated; (b) 12; (c) 50; (d) 100 μm of Ni-P layer thickness.
그림 4는 그림 3과 동일한 용접부에 대해 고배율 EPMA 분석결과를 나타낸다. 저배율 분석결과와 달리 용접부의 응고균열 발생을 명확히 확인할 수 있다. 본 결과는 리튬이온 배터리 제조 용접 과정에서 확인해야하는 접합부 품질은 광학현미경 및 저배율의 분석결과로는 쉽게 확인되지 않는 마이크로 스케일 균열이며, 고품질의 배터리팩 제조를 위해서는 그림 4에서 확인되는 마이크로 응고균열의 제어가 필수적임을 시사한다. 특히 응고균열은 무도금 Cu 및 50, 100 μm Ni-P 도금재에서 집중적으로 관찰되었으며, 12 μm 도금재 용접부에서는 응고균열 발생이 상당히 억제된 결과를 확인할 수 있었다.

Element distribution for uncoated and Ni-P coated Cu-steel dissimilar welds; (a) uncoated; (b) 12; (c) 50; (d) 100 μm of Ni-P layer thickness.
이러한 결과는 Spiral 및 Spiral+Wobble 패턴 용접부에서도 유사함을 확인할 수 있었다. 그림 5는 (a) 50 µm Ni-P 도금재의 Spiral 이종용접부, (b) 100 µm Ni-P 도금재의 Spiral+Wobble 용접부의 EPMA 분석결과이다. 직선 패턴 뿐만 아니라 Spiral 및 Spiral+Wobble 패턴 용접부에서도 50, 100 µm 도금재에 있어서는 응고균열이 집중적으로 발생하는 경향성을 보였다. 특히 해당 도금재의 응고균열은 국부적인 P 농도가 높은 영역에 위치되는 경향성이 높은 것으로 확인되었다. 또한 도금층 두께에 따른 기공 거동에 차이는 없으며, 매우 미세한 기공보다는 균열이 용접부의 기계적 성질에 더 지배적인 영향을 미칠 것으로 사료된다.

Element distribution for Ni-P coated Cu-steel dissimilar welds; (a) Spiral pattern (Ni-P thickness: 50 μm) and (b) Spiral+Wobble pattern (Ni-P thickness: 100 μm).
지금까지의 균열 발생 상황 및 미세조직 분석결과를 종합해보면, 동일한 패턴의 용접부 내에서는 이종 성분의 희석거동, 용입깊이 및 기공 발생 등은 모두 동등수준으로 판단되나, 도금 및 도금재 두께에 따라서 응고균열 발생거동은 큰 차이를 보이고 있다. 따라서 용접부의 기계적 성질은 응고균열의 발생 경향성에 크게 좌우될 것으로 사료된다.
3.2. Ni-P 도금층 두께에 따른 빔패턴별 용접부 기계적 성질
본 절에서는 3가지 빔패턴(직선, Spiral, Spiral+Wobble) 및 4가지 도금층 두께 즉 12종의 Cu-Steel 이종 용접부에 대해 전단인장 최대하중 및 변위를 평가함으로써, 동일 빔 패턴 내에서 도금층 두께에 따른 응고균열 발생 민감도를 간접적으로 고찰하고자 한다. 해당 결과를 토대로 최적의 Ni-P 도금재 및 빔패턴을 제시하고자 한다.
그림 6은 (a)직선, (b)Spiral, (c)Spiral+Wobble 빔패턴에서 Ni-P 도금 두께별 Cu-Steel 레이저 용접부의 최대하중 및 파단까지의 최대변위 결과값이다. 3종의 빔패턴에서 가장 높은 최대하중 및 최대변위를 나타낸 것은Ni-P 12 µm 도금재 용접부인 것으로 확인되었으며, 이러한 결과는 그림 4,5 미세조직 분석결과에서 설명한 응고균열 발생 경향성과 일치한다. 직선 빔패턴에서는 약 126 kgf, Spiral 조건에서는 약 193 kgf, Sprial+Wobble 조건에서는 약 222 kgf의 최대하중을 나타내는 바, 응고균열 발생이 가장 억제된 Ni-P 12 µm 도금재에서도 빔패턴을 직선으로부터 Sprial+Wobble을 적용함으로써 최대하중은 약 100 kgf 증가시킬 수 있는 결과도 확인할 수 있었다. 이는 접합 면적의 증가에 따른 결과로 추정된다. 따라서 본 연구에서 사용한 도금조건, 레이저 빔 패턴 조건 하에서는 Ni-P 12 µm 도금재 및 Spiral+Wobble 패턴의 적용 시, 응고균열 억제 및 용접부 기계적 성질 관점에서 최적의 용접조건으로 사료된다.
3.3 용접응고 온도범위계산을 이용한 응고균열 거동 및 기계적 성질고찰
선행연구로부터 Cu-Steel 이종 레이저 용접부의 응고균열은 Cu의 응고편석에 따른 용접응고범위의 확대거동과 밀접한 연관성이 있는 것으로 보고된 바[11], 3.1 및 3.2절에서 설명한 Ni-P 도금 두께에 따른 응고균열 발생 경향성 및 용접부의 기계적 성질 변화를 용접응고온도범위의 계산(Thermo-Calc 소프트웨어)을 통해 고찰하고자 한다. 특히 Thermo-Calc 소프트웨어 상에서 Cu의 응고거동에 미치는 P의 영향에 대해서는 데이터베이스가 존재하지 않는 바, 용접응고온도범위에 미치는 Ni 영향에 대한 계산 결과를 통해 Ni-P의 영향을 추정하였다. 용접응고온도범위의 계산 조건 및 Ni-P 도금층 및 Cu-Steel 이종 용접부 Fusion Zone 성분 도출은 선행연구와 동일한 방법을 사용했으며[11], 표 3은 계산에 적용한 각 이종용접부 Fuzion Zone 입력 조성을 나타낸다.

Calculated chemical composition of Steel-Cu dissimilar weld fusion zone by rule of mixture (i.e. input parameters of Thermo-Calc mushy zone calculation) in mass%.
그림 7은 무도금 Cu 및 3종(도금층 두께 12, 50, 100 μm)의 Ni 도금재 Cu-Steel 이종 용접부의 용접응고온도 범위 및 응고과정 계산 결과이다. 무도금 Cu를 이용한 용접부의 용접응고 온도범위는 439K로 용접 간 고온균열이 문제 시 되는 대표적인 소재인 247LC 합금에 대한 연구와 비교하여도[12,13] 매우 넓은 범위를 가지는 것이 확인되었다. Ni 도금층이 두꺼워질수록 용접응고 온도범위는 439 K (무도금 Cu)에서 183 K (Ni 도금 100 μm) 로 축소됨을 알 수 있다. 이는 Ni 도금층의 두께가 두꺼워질수록 Cu와 전율고용을 형성하는 Ni 혼입량이 증가하고, 응고 시 Cu의 편석 경감을 통한 응고범위 축소 효과로 설명할 수 있다[11]. 하지만 그림 4,5,7에서 설명한 바와 같이 Ni-P 도금의 경우, 12 μm 도금재 용접부에서 가장 응고균열이 억제되었으며, 반대로 100 μm 도금재에서는 모든 빔패턴에서 다량의 응고균열과 함께 가장 낮은 전단인장 성질을 보인 바 있다. 특히 그림 5에 나타낸 바와 같이 50 및 100 μm Ni-P 도금재 용접부 응고균열은 도금층과 인접한 상하부 소재 경계에서 집중적으로 발생하며, EPMA 결과로부터 균열위치에는 다량의 P 분포 또한 확인된다. Cu-P 상태도에서 확인가능하듯이[14], 미량의 P도 Cu의 응고온도범위를 300 K 이상 확장시키는 효과를 가지고 있다.

Calculated solidification path of Ni-coated Cu-Steel; (a) uncoated; (b) 12; (c) 50; (d) 100 μm coated.
Thermo-Calc를 이용한 응고온도범위 계산결과와 균열발생부의 미세조직적 특성을 종합하여, 본 연구에서 확인된 Ni-P 도금층 두께가 Cu-Steel 용접부의 응고균열 거동에 미치는 영향을 그림 8에 요약하였다. 그림 8은 Thermo-Calc에서 얻어진 Ni 도금 두께에 따른 용접응고온도범위 ‘‘(a)” 변화와 Ni-P 도금층 두께에 따른 용접응고온도범위 ‘‘(b)” 변화를 복합적으로 나타내고 있다. 계산상 도금층 내의 Ni혼입량 증가는 용접응고온도범위를 축소시켜(그림 8(a)), 응고균열발생이 억제되어야한다. 하지만 실제 Ni-P 도금의 경우, 12 μm 도금 조건에서만 응고균열이 억제되는 양상을 보이며, 50 및 100 μm 도금 조건에서는 응고 균열발생이 심화되는 양상을 보인다. 이는 12 μm 도금층 조건에서는 Ni 혼입에 의한 Cu 응고편석량 경감 및 응고 온도범위 축소를 통한 응고균열민감도 감소효과가 지배적이지만, 도금층이 두꺼운 50, 100 μm 조건에서는, 용접응고과정에서 P의 응고온도범위 확대효과가 지배적으로 나타나며 (그림 8(b)), 그 결과 응고균열 발생심화 및 용접부의 기계적 성질 저하가 나타나는 것으로 사료된다.
4. 결 론
본 연구에서는 리튬이온 배터리팩 제조를 위한 Cu-Steel 이종용접부 건전성 확보를 목표로, 무도금 Cu및 3종의 Ni-P도금 Cu를 대상으로 용접부 응고균열 및 기계적성질 변화에 대해 체계적으로 검토하였다. 본 논문의 결론을 아래와 같이 요약한다.
1) 무도금Cu-Steel, Ni-P 도금 (도금층 두께 50, 100 μm) Cu-Steel 용접부에서 상당량의 응고균열이 확인되었으며, 반대로 12 μm Ni-P 도금Cu-Steel 용접부에서는 응고균열 발생이 억제된 상반된 결과를 보였다. 이는 용접부의 전단인장 하중 및 변위 결과값에서도 그 경향성이 동일하게 나타나는 것으로 보아, 응고균열의 발생유무가 리튬이온 배터리 용접부의 기계적 성질을 좌우하는 중요한 인자인 것으로 판단되었다.
2) 무도금 Cu대비 12 μm Ni-P도금 Cu 용접부에서 응고균열 발생이 억제된 것은, Cu와 전율고용을 형성하는 Ni가 혼입됨에 따라, 응고온도범위가 축소됨에 기인하는 것으로 사료되었다. 반대로 50, 100 μm Ni-P 도금Cu에서 응고균열 발생이 재심화되는 것은, 도금층이 두꺼워짐에 따라 Cu의 응고온도범위를 확대시키는 P 혼입량이 증가하기 때문인 것으로 추정되었다.