2.1 비대칭압연과 대칭압연에 의한 시편 제조

본 연구에서는 상용 6061 알루미늄 합금 판재를 사용 하였으며 합금의 조성은 Table 1과 같다. 구입된 6061 알루미늄 합금 판재는 절단 후 가공조직을 제거하고 이 미 존재하는 석출상을 재고용시키기 위하여 550 °C에서 5시간동안 용체화 처리 후 수냉 되었다. 비대칭압연 전 용체화 처리에 의해 석출상을 재고용함으로써 연신율이 낮은 상온압연 조건에서도 패스당 높은 압하율로 가공 이 가능하였다. 비대칭압연이 성형성에 미치는 효과를 비 교분석 하기 위해 동일한 조건에서 대칭압연도 함께 실 시하였다. 고온 압연 시 알루미늄 판재와 압연롤과의 접 착을 방지하기 위해 압연롤은 질화붕소(Boron nitride, BN)로 스프레이 코팅되었다.

Table 1

Chemical composition of 6061 aluminum alloy.

압연에 사용된 6061 알루미늄 합금 판재의 크기는 100 mm(L) × 100 mm(W) × 8 mm(T)이었으며 비대칭압연과 대 칭압연 시 상부롤과 하부롤의 롤 속도비는 각각 2:1, 1:1 이었다. 압연 시 패스 당 50 %의 압하율로 두번 압연하 여 최종 두께 2 mm까지 압연함으로써 전체 압하량은 75 %이었다. 압연온도에 따른 전단변형량과 집합조직의 변 화를 고찰하기 위해 압연온도를 25 ~ 500 °C로 변화시키 면서 압연을 실시하였다. 압연 후 결정립의 성장과 석출 물 형성을 최소화하기 위하여 시편은 수냉되었으며 자연 시효를 억제하기 위하여 -20 °C의 냉동고에 보관되었다.

2.2 미세조직과 집합조직 분석

비대칭압연에 의한 전단변형량을 분석하기 위해 압연 전에 시편의 횡방향(transverse direction; TD)에 수직한 면에 그리드(grid)를 표시하였으며 압연 후 그리드의 각 도변화를 측정하여 변형량을 분석하였다. 압연된 알루미 늄 판재의 미세조직과 집합조직을 분석하기 위해 EBSD (electron back scattered diffraction, ZEISS Merlin Compact)를 이용하여 시편의 TD방향을 분석하였으며 시 편표면은 다이아몬드 서스펜션 1.0 μm까지 기계적 연마 된 후 콜로이드 실리카(colloidal silica)을 사용하여 최종 연마되었다. 마지막으로 폴리싱에 의해 시편표면에 발생 한 잔류응력을 제거하기 위하여 20 % 과염소산(perchloric acid)과 80 % 에탄올의 혼합용액을 사용하여 20 V에서 10초간 전해연마 하였다.

2.3 성형성 분석

시편의 성형성은 식 (1)과 같은 소성변형비(r-value)를 이용하여 평가되었다. 식 (1)과 같이 소성변형비는 인장 변형 중 시편의 두께와 폭의 변화에 의해 결정되는데 측 정오차를 줄이기 위해 본 연구에서는 식 (1)과 같이 두 께 대신 길이와 폭을 이용하였다.

여기에서 ε_w, ε_t는 폭방향과 두께방향의 변형률, w₀와 w_f는 폭방향의 변형 전과 변형 후의 길이, t₀와 t_f는 두께방향 의 변형 전과 변형 후의 길이, l₀와 l_f는 길이방향의 변형 전과 변형 후의 길이를 의미한다. 소성변형비 측정을 위 해 ASTM E517-18규격으로 인장시험기(MTDI, MINOS UT-100F)를 사용하여 상온에서 10^-3/s의 변형속도로 전체 연신율의 50%까지 인장하였으며 압연방향에 대해 각각 0, 45, 90도 방향에서 측정되었다. 이 때 측정 시편 표면의 거칠기 영향을 줄이기 위해 시편 표면을 사포(SiC paper) 로 #2400까지 기계적 연마하였다. 한편 시편 전체에 대한 평균적인 성형성과 이방성은 각각 식 (2)의 평균 r값 (r) 과 식 (3)의 소성이방성 (Δr)을 이용하여 평가되었다.

3.1 미세조직과 집합조직

Fig. 1은 비대칭압연의 공정 모식도를 나타낸다. 압연 롤의 반경(R)은 150 mm이었으며, 압연은 상부롤의 속도 가 30 mm/s, 하부롤의 속도가 15 mm/s로 상부롤의 속도 (W₁)가 하부롤의 속도(W₂)보다 2배 높았으며, 대칭압연 의 경우는 상부롤의 속도와 하부롤의 속도는 15 mm/s로 동일하였다. 비대칭압연 시 Fig. 1에서 판재의 TD향에 표시한 수직 grid는 압연 후 θ만큼 각도가 변하게 되며 θ는 전단변형된 양을 의미한다. 본 연구에서는 각 시편 조건에서의 전단각(shear angle) θ를 측정하기 위해 시편 의 옆면을 디지털카메라로 촬영하였으며 그 결과를 Fig. 2에 나타내었다. 대칭압연의 경우 압축변형에 의해 θ가 거의 변화하지 않고 grid는 압연면에 수직한 방향(normal direction; ND)에 평행하게 나타났다. 하지만 압연롤과 접 촉한 표면 부위는 롤과의 마찰에 의해 전단변형을 받아 약간의 θ가 발생하였다. 한편 비대칭압연의 경우 판재의 표면부위 뿐만 아니라 판재의 내부에서도 전단변형을 받 아 큰 θ값을 갖게 되고 시편의 위치(상부롤 부분, 중간 부분, 하부롤 부분)에 따라 θ값은 변하였으며 압연 온도 가 증가함에 따라 θ값이 증가함을 알 수 있었다. 비대 칭압연 시 압연온도에 따른 시편의 각 위치에서의 θ값 을 측정하였으며 그 결과를 Fig. 3에 나타내었다. Fig. 3에서 알 수 있는 것과 같이 압연온도가 올라갈수록 θ 값이 증가하였는데 이 결과는 압연온도가 올라감에 따 라 판재의 항복강도가 감소하여 전단변형이 용이하게 발 생했기 때문이다. 또한 각 온도조건에서 상부롤 부분에 서의 θ값이 하부롤 부분에서의 θ값보다 더 큼을 알 수 있는데 이는 빠른 롤 회전속도에 기인하여 롤에 의한 마 찰력이 크게 작용했기 때문이며 이러한 마찰에 의한 상 부롤 부분과 하부롤 부분의 변형량 차이는 Utsunomiya 등²²⁾의 결과와도 유사하다.

Fig. 1

Schematic illustration of asymmetric rolling.

Fig. 2

Digital images showing the shear deformation pattern observed on the plane perpendicular to the transverse direction of the symmetric or asymmetric rolled specimen.

Fig. 3

Variations in shear angle depending on the position (upper roll side, center, lower roll side) of the specimen asymmetric-rolled at room temperature, 200 °C, 350 °C, and 500 °C.

한편 전단변형에 의해 생성된 전단각 θ를 이용하여 비 대칭압연 시 발생한 등가변형률(equivalent strain; ε_eq)을 계산하였다. ε_eq는 식 (4)와 같이 정의되며 비대칭압연 시 평면변형(plane strain)조건을 가정한다면 ε_x = −ε_y, ε_z= 0, γ_yz= 0, γ_zx= 0이므로 ε_eq는 식 (5)와 같이 표현될 수 있 다. 그런데 식 (5)에서 γ_xy = tanθ이며, ε_y = −ln(h₁/h₀)이 므로 압연 전 판재의 높이인 h₀에 8 mm, 압연 후 판재 의 높이인 h₁에 2 mm를 대입하고 각 조건에서 측정된 전단각 θ를 대입하여 ε_eq을 계산하였으며 그 결과를 Fig. 4에 나타내었다.

Fig. 4

Variations in equivalent strain depending on the position (upper roll side, center, lower roll side) of the asymmetric-rolled specimen at room temperature, 200 °C, 350 °C, and 500 °C.

Fig. 4에서 알 수 있는 것과 같이 하부롤에 의해 압 연되는 부분에서 상부롤에 의해 압연되는 부분으로 갈 수록, 판재의 동일 부분에서 압연온도가 높을수록 ε_eq은 증가함을 알 수 있다. 이 현상은 Fig. 3에 보여준 전단 각 (θ)의 변화 양상과 일치하는 것으로 전단변형률(ε_eq= tanθ)이 ε_eq을 좌우하기 때문이다.

본 연구에서는 대칭압연과 비대칭압연 시 압연된 결정 립들의 모양과 각 결정립들의 결정방위를 분석하기 위 해 EBSD를 사용하여 시편의 TD방향에 수직인 면을 스 캔하여 분석하였다. Fig. 5는 각 압연조건에서 시편의 TD방향에 수직인 면에서의 결정립 모양과 결정립들의 ND방향의 결정방위를 색깔로 보여준다. 대칭압연된 시 편과 비대칭압연된 시편 모두에서 결정립들이 압연방향 (rolling direction; RD)으로 길게 늘어져 있는 것을 알 수 있으며 결정립 모양에서의 뚜렷한 차이는 관찰되지 않았다. 다만 대칭압연보다 비대칭압연된 시편에서 파란 색으로 표시되는 부분이 더 많은 것을 알 수 있는데 파 란색은 <111>방향을 나타내므로 비대칭압연한 시편에서 ND로 <111>방향을 갖는 결정립들이 더 많음을 의미한 다. 다시 말해 비대칭압연한 시편의 ND방향에 수직한 면 즉, 압연면에서 {111}면이 발달했음을 의미한다.

Fig. 5

EBSD orientation maps of normal direction obtained on the plane perpendicular to the transverse direction of the symmetric- (ad) or asymmetric- (e-h) rolled specimen at RT (a, e), 200 °C (b, f), 350 °C (c, g), and 500 °C (d, h).

대칭압연과 비대칭압연 시 압연온도의 변화가 동적재 결정에 미치는 영향을 알아보기 위해 Fig. 5의 EBSD 결 과로부터 방위차 각도(misorientation angle) 분포를 분석 하였으며 그 결과를 Fig 6에 나타내었다. 각 그래프에 표시된 삼각형은 방위차 각도의 평균값을 의미한다. 대 칭압연과 비대칭압연된 시편 모두에서 압연온도가 증가 할수록 저각입계(low angle grain boundary)의 분율이 줄 어들고 고각입계(high angle grain boundary)의 분율이 증가함을 알 수 있다. Fig 6의 방위차 각도 분포로부터 방위차 각도의 평균값과 고각입계의 분율을 분석하였으 며 그 결과를 Fig. 7에 나타내었다. 그림에서 알 수 있 는 것과 같이 고각입계 분율의 변화양상은 방위차 각도 의 평균값의 변화양상과 비슷하였다. 대칭압연에서 방위 차 각도의 평균값은 온도증가에 따라 350 °C까지는 완 만하게 증가하다가 그 이후에는 급격하게 증가하였으며 이 결과로부터 350 °C 이후에 동적재결정이 활발히 일 어났음을 예측할 수 있다. 한편 비대칭압연에서는 온도 증가에 따른 방위차 각도의 평균값이 대칭압연보다 저 온에서부터 빠르게 증가하였는데, 이 결과로부터 대칭압 연보다 비대칭압연의 경우 동적재결정이 더 활발히 일 어남을 예측할 수 있다. Gourdet 등²³⁾은 변형률이 높아 짐에 따라서 적층 결함 에너지(stacking fault energy)가 높은 알루미늄에서는 연속동적재결정(continuous dynamic recrystallization)이 점진적으로 증가한다고 하였으며, 본 연구에서도 유사하게 500 °C의 고온에서 비대칭압연함에 따라 Fig. 4에서 보여준 것과 같은 높은 변형률로 인하 여 동적재결정이 활발하게 일어나 대칭압연보다 더 큰 방위차 각도의 평균값과 더 높은 고각입계 분율이 얻어 진 것으로 판단된다.

Fig 6

Misorientation distribution of the symmetric- (a-d) or asymmetric- (e-h) rolled specimen at RT (a, e), 200 °C (b, f), 350 °C (c, g), and 500 °C (d, f).

Fig. 7

Variations in average misorientation angle (a) and high angle boundary fraction (b) as a function of rolling temperature in symmetric- or asymmetric-rolled specimen.

상온과 고온에서 대칭압연과 비대칭압연에 따른 집합 조직의 변화를 분석하기 위해 EBSD를 이용하여 각각 상 온과 500 °C에서 대칭압연과 비대칭압연한 시편의 집합 조직을 분석하였으며 그 결과를 Fig. 8과 9에 나타내었 다. Fig. 8은 대칭압연한 시편의 {111}극점도와 RD, ND 방향에서의 역극점도(inverse pole figure)를 보여준다. 상 온에서 압연된 시편에서는 상부롤과 하부롤 부분에서는 {001}<110> rotated cube 방위가 발달하였으며, 중심부 에는 {110}<112> Bs 방위가 발달하였다. 일반적으로 알 루미늄을 상온에서 압연할 때 Bs, Cu ({112}<111>), S ({123}<634>)방위가 발달하므로 중심부에서 Bs방위가 발 달한 것으로부터 중심부에서는 압연에 의한 평면변형압 축(plane strain compression) 변형거동이 일어났음을 알 수 있다. 이에 반하여 Tsuji²⁴⁾와 Choi²⁵⁾의 결과에서 잘 알려진 것과 같이 {001}<110> 방위는 일반적으로 전단 변형을 받을 때 발달하는 방위이므로 상부롤과 하부롤 부분에서 {001}<110> 방위가 발달한 것으로 보아 롤과 의 접촉에 의한 마찰로 인해 전단변형이 일어났음을 알 수 있다. 한편 고온에서 압연한 시편에서는 상부롤과 하 부롤 부분에서 상온압연과 마찬가지로 주로 {001}<110> 방위가 발달하지만 상부롤부분에서는 재결정 집합조직인 {001}<100> cube방위도 함께 발달하는데 이 결과로부터 동적재결정이 일부 일어났음을 알 수 있다.

Fig. 8

{111} Pole figures and inverse pole figures of RD and ND obtained on upper surface, center, and lower surface in symmetric rolledspecimen at RT and 500 °C.

Fig. 9

{111} Pole figures and inverse pole figures of RD and ND obtained on upper surface, center, and lower surface in asymmetric rolled-specimen at RT and 500 °C.

Fig. 9는 비대칭압연한 시편의 {111} 극점도와 RD, ND방향에서의 역극점도를 보여준다. 상온압연한 시편의 경우 주로 하부롤 부분에서 전단변형에 의한 {001}<110> 방위가 발달하였으며, 고온압연한 시편의 경우 중심부와 하부롤 부분에서는 Cu와 S의 압연집합조직 이외에도 {001}<100> cube 방위도 함께 발달하였다. 따라서 고온 에서는 동적재결정이 일부 일어났음을 알 수 있다. 한 편 상부롤 부분에서는 {111}<110> 방위가 발달하였는데 {111}<110>방위는 {001}<110> 방위와 더불어 전단변형 시 발달하는 전단집합조직 중 하나로서 {001}<110> 방 위와는 다르게 알루미늄의 성형성을 향상시키고 소성이 방성을 크게 줄일 수 있는 방위로 잘 알려져 있다.²⁶⁾

따라서 이러한 결과로부터 고온에서 비대칭압연함으로 써 {111}<110>방위를 발달시킬 수 있었으며 {111}<110> 방위를 발달에 의해 알루미늄 판재의 성형성 향상과 소 성이방성 감소가 예상된다.

3.2 성형성과 소성이방성

대칭압연과 비대칭압연에 의한 집합조직의 변화가 성 형성과 소성이방성에 미치는 영향을 분석하게 위하여 압 연방향에 대해 0, 45, 90도 방향에서 인장시험을 통해 소성변형비(r-value)를 측정하였으며 그 결과를 Fig. 10에 나타내었다. 일반적으로 재결정처리된 알루미늄의 경우 {001}<100> 방위의 발달에 의해 압연방향에 대한 45도 방향에서 낮은 r값을 가지게 되고, 대칭압연을 실시할 경 우 Bs, Cu, S방위의 발달로 45도 방향에서 높은 r값을 가지게 된다. 한편 전단변형에 의해 발달하는 {001}<110> rotated cube방위는 45방향에서 높은 r값을, {111}<110> 방위는 0, 45, 90도 모든 방향에서 높고 비슷한 r값을 가지는 것으로 알려져 있다.²⁶⁾

Fig. 10

Variations in plastic strain ratio (r-value) as a function of the angle to the rolling direction in symmetric- (a) or asymmetric- (b) rolled specimen at RT, 200 °C, 350 °C, and 500 °C.

Fig. 10(a)에서 알 수 있는 것과 같이 대칭압연한 경우 45도 방향에서 높은 r값을 보이는데 이는 {110}<112> Bs방위와 더불어 {001}<110> rotated cube 방위가 발달 했기 때문이다. 또한 압연온도 변화에 따른 r값의 변화 는 매우 작게 나타났다. 하지만 Fig. 10(b)와 같이 비대 칭압연한 경우 전반적으로 대칭압연보다 r값이 상승하였 으며 압연온도가 증가함에 따라서도 r값이 상승하였는 데, 이 결과는 모든 방향에서 높은 r값을 갖는 {111}<110> 방위 발달에 기인한다.

Fig. 10의 결과로부터 식 (2), (3)을 이용하여 성형성 의 척도인 평균소성변형비 (r)와 이방성의 척도인 Δr값 을 계산하였으며 그 결과를 Fig. 11에 나타내었다. Fig. 11(a)에서 알 수 있는 것과 같이 대칭압연의 경우 전반 적으로 평균소성비인 r값이 0.55~0.59로서 낮아 성형성 이 낮았으며 압연온도에 따른 r값의 변화가 거의 없는 것으로부터 압연온도변화에 따른 성형성의 변화는 거의 없는 것으로 생각된다. 하지만 비대칭압연한 경우 온도 가 증가함에 따라 r값이 상승하였으며 350 °C, 500 °C에 서 압연한 경우 대칭압연보다 큰 r값을 가지게 되며 500 °C에서 압연한 경우 0.9의 높은 r값을 가지고 있음 을 알 수 있다. 따라서 고온에서 비대칭압연을 함에 따 라 성형성이 크게 향상됨을 알 수 있다. 한편 Fig. 11(b) 는 Δr값 즉, 소성이방성의 변화를 보여주고 있는데 대 칭압연, 비대칭압연 모두 전반적으로 온도가 증가함에 따 라 소성이방성이 감소하였으며, 500 °C에서 비대칭압연한 경우 Δr값이 0.1로서 매우 작은 소성이방성을 갖고 있 음을 보여준다. 이 결과는 이론적으로 0에 가까운 매우 작은 Δr값을 갖는 {111}<110>방위 발달에 기인한다. 따 라서 이러한 결과들로부터 비대칭압연에 의해 성형성이 향상되고 소성이방성이 감소되었으며 압연온도가 높아질 수록 이러한 경향은 더욱 두드러지는 것을 알 수 있었다.

Fig. 11

Variations in average r-value (a) and Δr-value (b) as a function of rolling temperature in symmetric- or asymmetric-rolled specimen.