1. 서 론
금속 기반 레이저 기반 적층제조 공정은 컴퓨터 기반 설계와 정밀한 레이저 제어기술에 기반하여 복잡한 형상을 갖는 제품의 제조에 많이 적용되고 있다[1-3]. 그러나, 적층제조 공정 특성 상 레이저 출력, 스캔속도, 분말 분급률 및 레이저 스캔 전략 등을 포함한 다양한 공정변수를 가지고 있는데, 이들 공정변수의 제어에 따라 동일 소재를 활용해 제품을 조형하더라도 미세조직 및 기계적 특성의 차이가 일어나게 된다[4,5]. 따라서, 많은 연구에서는 적층제조 중 공정변수에 따른 소재 특성 데이터베이스를 구축하고 실험적 계획법 혹은 인공지능에 기반해 최소 결함 및 최고 물성을 가지질 수 있는 최적의 공정변수를 획득하는 데 초점을 맞췄다[6-8]. 이 중 레이저 스캔 전략은 적층제조 공정변수 최적화에 많이 활용되는 에너지 밀도에는 직접적으로 포함되지 않는 변수이지만, 대형 부품의 적층제조 중 잔류응력의 집중에 큰 영향을 미치는 지표이기 때문에 스캔전략에 따른 조형체의 잔류응력 분포에 대한 연구는 다수 수행되었다[9-11]. 대표적으로 Robinson 등은 아일랜드 형태의 스캔 전략을 적용할 경우 타 스캔전략 대비 약간 낮은 잔류응력을 보이는데 도움을 주는 반면, 90° 방향으로 회전을 할 때 가장 낮으면서도 잔류응력을 획득할 수 있음을 밝혀내었다[12]. 또한, Nadammal 등은 1층 적층 후 레이저 스캔패턴을 회전시켰을 때 동일 방향의 레이저 스캔 대비 균일한 잔류응력 분포를 보이며, 레이저 스캔 전략에 따라 나타나는 미세조직 역시 차이가 있음을 확인할 수 있다[13]. 위의 결과들은 레이저 스캔 전략의 변화에 따라 잔류응력 뿐 만 아니라 동일 공정변수를 적용하더라도 미세조직의 차이를 유발시킬 수 있음을 알려주며, 미세조직에 따른 소재 기계적 특성과의 상관관계 역시 많은 주목을 받았으나 상대적으로 적은 연구만 이루어진 실정이다[14,15].
특히, 적층제조 중 빠른 레이저 스캔은 금속 소재의 빠른 용융 및 응고에 의한 비평형 환경을 유발시켜 준안정 미세조직을 유발할 수 있으므로 레이저 스캔 전략의 변화는 이들 준안정상의 분포에 영향을 미치게 된다. 이 중 마레이징강은 응고 중 수지상 계면에 형성되는 Ti, Mo 편석이 마르텐사이트 변태 시작 온도를 낮추고 반복적 열응력에 의한 열처리로 인해 용융 풀(Molten pool) 계면부에서 잔류 + 역변태 오스테나이트가 집중된다는 결과가 다수 보고되었다[16,17]. 이들 형성된 오스테나이트는 소성변형 중 마르텐사이트로의 변형유기상변태(Transformation-induced plasticity; TRIP)에 의한 연신율 향상에 기여할 수 있으므로 소재 물성에 긍정적인 영향을 미치는 것으로 알려져 있다[18]. 이전 저자들의 연구에서도 DED 공정된 18Ni300 마레이징강 내 형성된 라멜라 형태의 마르텐사이트-오스테나이트 구조는 소성변형 중 상변태에 기반한 TRIP 거동을 유발해 상대적으로 높은 연신율 획득이 가능함을 증명하였다[19]. 또한, 기계적 특성이 다른 이종의 미세조직이 함께 있을 경우 소성변형 중 두 계면 사이에서 소성변형 불합치성(Plastic incompatibility)을 유발하게 되는데, 상기 불합치성에 의해 형성되는 역응력은 소재의 기계적 특성에 긍정적 효과를 미치게 된다[20-22]. 따라서, 불균일한 미세조직 내 준안정상 계면의 분포에 따라 역응력의 차이가 발생할 수 있으므로 적층제조 조형체 내에서도 레이저 스캔 전략 변화에 따른 미세조직의 설계가 중요한 이슈가 될 수 있다.
그러나, 아직까지 레이저 스캔 전략에 따른 이차상 및 준안정상 분포의 차이에 대한 연구가 진행되었음에도 불구하고 이들 미세조직이 소재의 기계적 특성이 미치는 영향에 대한 분석은 아직까지 미진한 실정이다. 특히, 이전 저자들의 연구결과에서 보고되었듯 DED 공정된 마레이징강 내 존재하는 오스테나이트가 TRIP 및 역응력에 따른 물성 향상을 일으킬 수 있었으므로 스캔전략의 변화를 통한 오스테나이트의 분포 제어를 통해 소재 기계적 특성의 변화를 유발할 수 있을 것으로 예상되었지만[19], 이에 대한 검증은 아직까지 이루어지지 않은 상황에 있다. 이에 본 연구에서는 적층제조 중 하나인 직접용융증착(Directed energy deposition; DED)을 활용해 18Ni300 마레이징강을 조형할 때, 레이저 스캔 전략에 따른 미세조직의 변화를 확인하고 기계적 특성과의 상관관계에 대해 분석하였다. 동일 공정변수를 적용했을 때 레이어 중첩 빈도에 따른 열 집중 및 용융 풀 형상의 차이를 유발하기 위해 각 레이어 적층 후 다음 레이어를 각각 0°, 45°, 90°로 회전하여 적층하였다. 각 소재의 Molten Pool, 이차상 및 블록 크기 분포를 분석하기 위해 각각 광학현미경 및 후방산란전자회절(Electron Backscatter Diffraction; EBSD) 분석을 수행하였다. 이후, 각 소재 내 형성된 불균일한 미세조직이 역응력 강화기구에 미치는 영향을 확인하기 위해 LoadingUnloading-Reloading (LUR) 시험을 수행 후 역응력을 평가하였다. 끝으로 상기 미세조직과 역응력이 소재 기계적 특성에 미치는 영향을 확인하기 위해 인장시험을 수행하여 각 소재의 강도 및 연신율을 평가하였다.
2. 실험 방법
DED 공정을 활용한 적층제조 수행을 위해 가스 분사법을 활용해 구형의 18Ni300 마레이징강 합금분말을 획득하였다. 표 1은 본 연구에서 활용한 18Ni300 마레이징강(MK Metal, Korea)의 화학적 조성을 나타내고 있으며, 그림 1(a)는 해당 잉곳을 활용한 가스 분사법을 통해 획득한 18Ni300 마레이징강 합금분말을 보여주고 있다. 주사전자 현미경(Scanning Electron Microscope; SEM, JEOL7800F, JEOL, Japan) 관찰 결과에서 확인되듯이 획득한 분말은 일부 satellite 입자가 존재하지만 대부분 구형으로 이루어져 있어 적층제조에 적합한 것으로 파악된다. 아울러, SEM 관찰로 정확한 입도 관찰은 어렵기 때문에 레이저 입도분석기(CILAS 1090 LD Shape Analyzer, 3P Instruments, Germany)를 활용하여 그림 1(b)와 같이 합금 분말의 입도 분포 히스토그램을 획득하였다. 입도 분석 결과, 사용된 18Ni300 마레이징강 합금분말은 D10 = 46.19 μm, D50 = 81.51 μm, D90 = 129. 55μm로 DED 공정에 적용하기에 적합한 수준으로 평가되었다.
DED 공정은 이전 동일 저자 그룹에서 획득하였던 18Ni300 마레이징강의 공정변수 중 기공률이 최소화되는 최적 공정변수를 활용하여 제조되었으며, 상세 공정변수는 표 2와 같이 요약할 수 있다[19]. 최적 공정변수를 바탕으로 미세조직 분석과 기계적 특성 분석을 위해 두 종류의 시험편을 제조하였다. 첫번째로, 미세조직 분석을 위한 시험편은 15 × 15 × 15 mm3의 정육면체 시험편을 제조하였고 스캔 전략에 따른 효과를 확인하기 위해 그림 2와 같이 각각의 layer는 linear 패턴으로 스캔을 하는 동시에 layer 적층 완료 후 0°, 45°, 90° 총 3종류의 각도로 회전을 하며 조형을 진행하였다. 두번째로, 기계적 특성 분석을 위한 시험편은 인장 시험방향에 따른 기계적 특성의 변화를 확인하기 위해 30 × 10 × 10 mm3의 직육면체 시험편을 각각 가로 및 세로 방향으로 적층하였다. 이후, 조형된 직육면체 시험편 내에서 그림 2(c)와 같이 전체길이 30 mm, 게이지 폭 2.5 mm, 게이지 길이 5 mm의 인장시험편을 획득하였다. 일반적으로 시험편의 크기가 차이가 발생할 경우, 열이력 차이에 따른 미세조직 편차가 나타날 수 있다. 그러나, 열이력에 의해 유의미한 미세조직 변화를 획득하기 위해서는 최소 3배 이상의 시험편 크기 차이가 있어야 한다[23]. 금번 사용된 미세조직 분석을 위한 시험편과 물성평가용 시험편은 약 1.13배의 부피 차이가 있으므로 열이력 효과로 인한 미세조직 편차는 크지 않기에 시험편 가공 편의를 위해 두 종류의 시험편을 활용하였다.
그림 2의 레이저 스캔 전략에 따른 18Ni300 마레이징강조형체의 기계적 특성 변화를 평가하기 위해 그림 2(c)와 같이 획득된 게이지 길이 5 mm의 인장시험편을 활용하여 상온에서 일축인장시험기(Minos-100, MTDI, Korea)를 활용해 인장시험을 진행하였다. 인장시험은 1 × 10-3 s-1의 변형률 속도로 진행되었으며, 신뢰성 있는 데이터의 확보를 위해 각 조건별로 3번의 인장시험을 수행 후 평균값을 획득하였다. 다만, 5 mm의 짧은 게이지를 사용할 경우, 연신율에 있어 일부 편차를 유발할 가능성이 높다는 보고가 존재하기 때문에 정확한 연신율의 측정에는 한계가 있다[24,25]. 상기 문제점을 해결하기 위해서는 시험편의 표점 거리 내에서 정확한 변형률이 측정이 중요하다. 게이지 길이 5 mm의 인장시험편은 신율계 활용이 어렵기 때문에 정확한 변형률의 획득을 위해 각 시험편의 표면에 흑백 스프레이를 활용한 패턴을 형성하고 디지털이미지대조법(ARAMIS 12M, GOM Optics, Germany)을 적용해 변형률을 획득하였다[26]. 또한, 소재에서 발현되는 역응력의 크기를 정량화하기 위해 동일 크기의 인장시험편 및 변형률 측정 방법을 활용한 LUR 시험을 수행하였다[26]. 이 때, 동일한 시험 조건에서의 역응력 크기 측정을 위해 인장시험과 동일하게 상온에서 1 × 10-3 s-1의 변형률 속도로 시험을 진행했으며, 동일한 변형률 영역에서의 역응력 크기 정량화를 위해 2-3% 소성변형 후 하중을 제거 및 재인가하여 이력 곡선(Hysteresis loop)를 획득하였다.
레이저 스캔 전략에 따른 기계적 특성 변화를 미세조직 변화와 비교하기 위해 DED 공정으로 제조된 18Ni300 마레이징강 내 조직은 광학 현미경 및 SEM을 활용하여 관찰하였다. 첫번째로, 각 조형체의 기공 등을 포함한 외부결함 및 용융 풀의 분포를 확인을 위해 18Ni300 마레이징강 조형체를 3% Nital 에칭용액(97 ml DI water + 3 ml HNO3)으로 20초 에칭 후 광학현미경으로 관찰하였다. 이때, 외부 결함의 정량화를 위해 Image J software를 활용한 이미지 분석을 수행하여 기공이 있는 영역을 면적 비율로 환산하였다. 두번째로, DED 공정으로 제조된 18Ni300 마레이징강 내 블록(Block) 크기 분포 및 상 분포 확인을 위해 SEM에 장착된 EBSD 검출기(C-Nano, Oxford Instrument, UK)를 활용해 분석을 수행하였다. EBSD 분석 중 표면 결함에 따른 영향을 최소화하기 위해 각 시험편은 다이아몬드 서스펜션과 콜로이달 실리카를 활용하여 기계적 연마를 수행하였다. 또한, 신뢰성 있는 EBSD 데이터의 확보를 위해 최소 0.1 이상의 confidence index 값을 가지고 있는 데이터 포인트를 활용하여 분석을 수행 후, TSL OIM Analysis ver. 7.3 소프트웨어 (EDAX, USA)를 활용하여 후처리하였다.
3. 결과 및 고찰
그림 3은 0° 시험편 내 양 측면에서의 광학현미경 및 EBSD 분석 결과를 보이고 있다. 0° 시험편에서는 레이저 스캔 중 회전이 발생하지 않기 때문에 스캔방향과 각각 수직(Side 1)과 평행(Side 2)인 면에서 관찰되는 미세조직의 차이가 나타남을 확인할 수 있다. 특히, 광학현미경 관찰 결과 내 점선으로 표기된 바와 같이 레이저 스캔이 진행됨에 따라 반복적으로 열을 받은 Molten Pool 경계면의 경우 다른 용융 및 증착된 영역들과 차이를 보이게 되는데 그림 3(a)와 (b)와 같이 관찰되는 방향에 따라 용융 풀 형상에 차이가 있음을 확인할 수 있다. 특히, 용융 풀 경계면에서는 반복적인 가열에 따라 고유한 열처리(Intrinsic heat treatment) 및 상대적으로 느린 냉각속도에 의해 조대한 (Ti, Mo)-rich 편석이 형성되게 되는데 이들 두 현상에 의해 기지 내에 잔류 + 역변태 오스테나이트(Retained + reverted austenite)가 형성될 수 있다[27,28]. 다만, asbuilt 환경에서 나타나는 열이력은 템퍼링에 의한 역변태를 일으키기에는 부족하므로 대부분의 연구에서는 잔류 오스테나이트가 대부분을 차지하고 있다고 보고되어 있다[29,30]. 본 연구 역시 별도 시효처리가 없는 as-built 상태의 마레이징강을 분석했으므로 기지 내에 나타난 오스테나이트 역시 잔류 오스테나이트로 판단 가능하다. Side 1, 2에서 상 분포는 저배율에서 획득되었기 때문에 고배율 EBSD 분석이 필요한 미세 편석 사이에서 형성되는 나노 스케일의 오스테나이트의 확인은 어렵다. 이에 현재 결과를 활용해 정량적인 상 분율 획득에는 한계가 있으나, 저배율 분석을 통해 용융 풀 경계면 주변에서의 높은 열 중첩으로 인해 용융 풀 경계면이 위치한 영역에서 용융 풀 내부와 비교해 많은 오스테나이트 나타남을 확인할 수 있고 이로 인해 불균일한 미세조직이 형성된다[31]. 또한, Kernel average misorientation (KAM) 분포는 용융 풀 경계면에서 반복적인 열 노출 및 느린 냉각속도에 따른 마르텐사이트 → 오스테나이트 상변태로 인해 용융 풀 내부에서 상대적으로 작은 KAM 분포를 보임을 확인할 수 있는데, 이는 앞서 언급된 상분포의 차이와 함께 레이저 스캔 전략 변화에 따른 용융 풀 분포 차이가 소재 기계적 특성에 큰 영향을 미칠 수 있음을 보여준다. Inverse Pole Figure (IPF) 분포는 동일 시험편이더라도 레이저 스캔방향에 따라 형성되는 마르텐사이트 블록의 방향 및 크기가 일부 영향을 받을 수 있음을 보여주므로, 각 시험편에서의 용융 풀 경계면 및 마르텐사이트 블록의 분포를 그림 4와 5 같이 분석하였다.
그림 4는 스캔 전략이 다른 각 시험편에서의 용융 풀 경계면 차이를 분석하기 위해 3차원으로 재구성한 광학현미경 분석결과이다. 이전 연구에서 도출된 최적 공정변수를 이용해 DED를 진행했음에도 불구하고 18Ni300 마레이징강 내부에 기공이 다수 존재하고 있으며, 표 3은 Image J 프로그램을 이용해 측정한 조형체 내 관찰면에 따른 기공률 변화를 보여주고 있다. 공통적으로 TOP 방향에서는 기공이 대체로 적게 관찰되었으나, 수직(Side 1 & 2) 방향에서는 TOP 방향 대비 조대하면서도 많은 기공이 확인되었다. 이는 불완전 용융(Lack of fusion)에 의해 형성되는 대부분의 기공이 용융 풀 사이의 미중첩 영역에서 형성되는데, 상대적으로 폭이 넓은 용융 풀의 상단부보다는 하단부에서 형성될 가능성이 높기 때문이다. 불완전 용융으로부터 형성된 기공은 인장시험 중 균열 형성 영역으로 작용하므로 상대적으로 균열이 많은 수직 방향으로 인장시험을 수행할 경우, TOP 방향 대비 낮은 강도를 보이면서도 조기 파단이 일어날 것으로 예상된다. 다만, 레이저 스캔 전략 이외의 공정변수는 모두 동일하기 때문에 시험 편마다 Side 1과 2에서 기공률 편차는 있으나 평균 0.1% 내외의 비슷한 기공률을 나타낸다. 또한, 그림 3과 동일하게 레이저 스캔 방향에 따라 용융 풀 경계면 분포의 차이가 있음을 확인할 수 있는데 각 층은 선형 패턴으로 스캔했기 때문에 모든 시험편의 Top 부분에서는 줄무늬 형태의 용융 풀 경계면을 확인할 수 있다. 그러나, Side 1과 2의 경우 각 layer 별 레이저 스캔 패턴의 회전된 각도의 영향을 받기 때문에 시험편 조건별로 편차를 보였다. 그림 4(a)는 0° 시험편에서의 결과로 그림 3과 동일하게 Side 1 영역과 Side 2영역에서 각각 원형, 줄무늬 형태의 용융 풀 경계면만 관찰되고 있다. 그러나, 그림 4(b)와 (c)의 45° 및 90° 시험편에서는 원형, 줄무늬 형태의 경계면이 혼합되어 관찰되고 있는데, 이는 각 층의 조형 후 레이저 스캔 패턴의 회전이 발생함에 기인하는 것으로 보인다. 다만, 회전 각도의 차이에 따라 줄무늬 형태의 용융 풀 경계면이 나타나는 빈도에는 차이가 있는데 45°의 경우 동일 방향을 갖는 층이 형성되기까지 4번의 회전이 필요하므로 매 4번 마다 줄무늬 형태의 경계면이 나오는 반면, 90°의 경우 2번의 회전만 요구되므로 2번마다 줄무늬 형태의 경계면이 나옴을 확인할 수 있다.
그림 5는 스캔 전략이 다른 각 시험편에서의 마르텐사이트 블록 분포를 관찰하기 위해 TOP 면에서 EBSD를 관찰한 결과이다. 동일한 공정변수를 적용하여 DED를 진행하였으므로 조형 후 나타나는 블록 크기는 거의 비슷하게 관찰되었으나, 45° 시험편(57.77 μm)은 오차가 크기는 하지만 타 조건(0°: 88.99 μm, 90°: 87.42 μm)들 대비 약간 작은 블록 크기를 나타내고 있다. 위와 같은 블록 크기의 편차는 0°, 90°에서 동일 레이저 방향으로의 중첩이 45°에 비해 더 빠르게 일어남에 따라 열 집중에 발생하면서 상대적으로 조금 더 큰 블록 크기가 형성된 것으로 예상된다. 다만, 그림 5의 저배율 EBSD 분석 결과에서는 마르텐사이트 라스(Lath)의 확인이 어려우므로 각 시편의 라스 확인을 위해 고배율 SEM 관찰을 추가로 진행하였다. 그림 6은 스캔 전략이 다른 각 시험편에서의 마르텐사이트 라스 분포를 관찰하기 위해 TOP 면에서 SEM을 관찰한 결과이다. 이전 블록과 마찬가지로 45° 시험편에서 타 조건 대비 약간 작은 라스 크기를 보이고 있으며, 이 역시 45° 시험편에서의 더 적은 레이저 중첩으로 인한 빠른 냉각속도에 기인하는 것으로 예상된다.
그림 3-6에서 관찰된 미세조직을 분석한 결과, 45° 시험편은 0° 및 90° 시험편에 비해 동일 방향으로 레이저 스캔 중첩되는 주기가 길어 더 작은 블록 및 라스 크기와 더 조밀한 용융 풀 경계면 분포가 나타남을 확인할 수 있었다. 위와 같은 불균일한 미세조직은 소재 내에서 소성변형 불합치성에 의한 역응력 강화기구를 유발할 수 있다. 상기 소성변형 불합치성의 확인을 위해 그림 7과 같이 변형 전/후 마르텐사이트와 오스테나이트 계면부에서의 미소 변형을 분석하였다. 그림 7(a)의 Kernel average misorientation (KAM) 분포와 같이 변형되지 않은 상태에서 마르텐사이트 기지 내 잔류 오스테나이트는 주변 마르텐사이트 기지와 비교해 낮은 미소변형량을 보이고 있다. 그러나, 그림 7(b)와 같이 인장 변형 이후 KAM 분포를 확인할 경우, 상대적으로 낮은 강도를 가지는 오스테나이트에서는 마르텐사이트 대비 더 많은 소성변형을 흡수해 높은 KAM을 보이지만 높은 강도를 보이는 마르텐사이트 기지는 변형 전과 비교해 KAM 증가량이 적음을 확인할 수 있다. 또한, 오스테나이트에 작용한 미소변형으로 인해 TRIP 거동이 발생하므로 초기 4.4%에서 변형 후 0.67%로 상분율 역시 감소함을 확인할 수 있다. 상기 결과를 통해, 마르텐사이트와 오스테나이트 사이의 미소 변형량 차이로 인한 역응력이 형성됨을 확인할 수 있으므로 LUR 시험을 통해 역응력 크기를 정량화하였다[32]. 그림 8은 18Ni300 마레이징강을 수평, 수직 방향으로 LUR 시험을 했을 때 획득한 진응력-진변형률 곡선으로 모든 시험에서 2-3% 변형률 주변에서 이력 곡선을 확인할 수 있다. 이들 이력 곡선은 하중 제거 및 재인가 시의 전위 거동에 의해 형성되므로 각 소재의 역응력(σb)은 다음의 식을 이용해 계산할 수 있다[33].
여기서 σu는 하중이 제거되는 시점에 나타나는 항복응력이고 σr은 하중이 재인가되는 시점에서의 항복응력을 나타낸다. 식 (1)에 기반하여 각 시험편에서 획득된 역응력을 그림 6에 함께 나타냈으며, 수평 및 수직방향 모두 45° 시험편에서 700 MPa 이상의 높은 역응력을 보이는 반면, 0° 및 90° 시험편에서는 600 MPa 내외의 역응력을 나타내고 있다. 이와 같은 역응력의 차이는 그림 4의 용융 풀 경계면의 분포와 연관이 있는데, 45° 시험편은 0° 및 90° 시험편에 비해 동일 방향으로 레이저 스캔 중첩되는 주기가 길기 때문에 더 조밀한 용융 풀 경계면 분포를 보이고 있으므로 타 조건들 대비 더 많은 마르텐사이트-오스테나이트 경계면을 가지고 있다. 따라서, 이들 경계면에서 더 많은 소성변형 불합치성이 형성되므로 더 높은 역응력이 발생할 수 있다.
상기 불균일한 미세조직과 역응력 차이가 소재의 기계적 특성에 미치는 영향을 확인하기 위해 18Ni300 마레이징강 조형체의 수평 및 수직방향으로 시험편을 가공 후, 인장시험을 실시하였다. 그림 9는 18Ni300 마레이징강 조형체의 응력-변형률 곡선을 보여주고 있으며, 표 4는 각 소재의 항복강도, 인장강도 및 연신율을 요약하였다. 그림 5(d)의 평균 블록 크기에서의 결과와 같이 가장 작은 블록 크기를 가지고 있는 45° 시험편은 다른 시험편 대비 높은 항복강도와 인장강도를 나타내고 있다. 반면, 표 4에 요약된 결과와 같이 비슷한 블록 크기를 가지고 있는 0°와 90° 시험편은 수평 방향의 0° 시험편에서 큰 편차를 가지고 있지만, 수평 및 수직방향 모두에서 비슷한 항복강도와 인장강도를 나타낸다. 즉, 소재의 강도 측면에서 바라보았을 때 더 작은 블록 및 라스 크기를 가지면서도 조밀한 용융 풀 경계면에 의해 높은 역응력이 발현되는 45° 시험편이 우수한 물성을 보임을 확인할 수 있다. 또한, 표 3의 결과와 같이 조형체 내에서도 Side면에서 Top면 대비 더 높은 기공률을 보이고 있는데, 해당 결과와 동일하게 수직 방향으로 인장된 시험편의 연신율은 수평방향 대비 5% 이상 낮은 것을 확인할 수 있다. 이는 Side면에 존재하는 불완전 용융이 균열 개시점으로 작용한 것으로 예상되기에 파면 분석을 수행하였다. 그림 10은 18Ni300 마레이징강 조형체의 인장시험 후 파면을 관찰한 결과로 모든 시험편에서 동일하게 수직 방향에서 불완전 용융 지점으로부터 나타나 성장된 결함들이 수평 방향 대비 크게 나타남을 확인할 수 있다.
정리하자면, 동일 방향으로 레이저 스캔이 중첩되는 빈도가 가장 적은 45° 시험편에서 가장 작은 블록 크기 및 조밀한 용융 풀 경계면 분포가 나타나며, 이로 인해 가장 우수한 기계적 특성을 나타냄을 확인할 수 있다. 특히, 위와 같이 레이저 스캔 중첩이 최소화된다면 레이저 기반 적층제조 중 발생할 수 있는 잔류응력의 축적이 완화될 수 있으므로 대형 조형체를 조형함에 있어서도 적합한 레이저 스캔 전략으로 판단된다[12]. 다만, 그림 9의 인장시험 결과와 그림 10의 파면분석 결과를 확인할 수 있듯이 현재 스캔 전략에서 소형시험편을 조형하더라도 수평 방향 대비 수직 방향으로 나타나는 기공의 양에 편차가 있으므로 실질적인 공정 최적화를 위해서는 단순 소재 물성의 최적화에 국한되지 않고 방향별 기공률 편차를 줄일 수 있는 방안에 대해 추가적으로 연구를 수행할 필요가 있다.
4. 결 론
본 연구에서는 18Ni300 마레이징강 분말을 활용한 DED 공정 중 레이저 스캔 전략에 따른 미세조직 및 기계적 특성 변화에 대해 분석하였으며, 하기와 같은 결론을 얻을 수 있었다.
1) 레이저 스캔이 중첩되는 용융 풀 영역에서 잔류 + 역변태 오스테나이트가 형성됨에 따라 18Ni300 마레이징강 조형체는 불균일 미세조직을 갖는다. 특히, 동일 방향으로의 레이저 중첩 주기가 긴 45° 시험편은 타 시험편에 비해 더 작은 블록 크기와 더 조밀한 용융 풀 분포를 보이게 된다.
2) LUR 시험 결과, 가장 작은 평균 블록 및 라스 크기와 더 조밀한 용융 풀을 갖는 45° 시험편은 타 시험편 대비 100 MPa 더 높은 역응력을 보인다. 상기 높은 역응력에 의한 강화현상과 상대적으로 작은 블록 크기로 인해 45° 시험편은 수평 및 수직 방향 모두에서 가장 높은 항복 강도와 인장강도를 나타내었다.
3) 3차원 광학현미경 분석 결과, 측면에서 상부 대비 더 많은 불완전 용융이 관찰되었으며, 인장시험 중 불완전 용융 지점에서 균열이 형성되어 성장이 일어난다. 따라서, 스캔 전략과 무관하게 모든 시험편에서 수직 방향으로의 강도 및 연신율은 수평 방향보다 낮게 나타난다.
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