1. 서 론
최근 항공, 자동차 및 방위산업 분야에서 경량화를 목적으로 하여 알루미늄 합금의 사용 빈도가 증가하고 있으며, 이때 알루미늄 용접기술의 발달이 합금 소재 선택에 큰 영향을 미친다. 각 분야에서 알루미늄 합금 소재의 선정은 구조물의 설계 요구 조건에 부합하는 형상 및 강도에 따라 다르며, 용접 공정 또한 제작 과정에서의 중요 고려 요소이다.
특히 방위산업 분야 중 유도무기를 예로 들면, 구조 경량화 및 강도 확보를 위해 여러 구성품에 대하여 열처리가 가능한 고강도 알루미늄 합금 용접구조를 사용한다. 알루미늄 원통형 동체의 경우, 동체를 구성하는 외피 용접 시 적은 용접 변형에도 기체 전체의 외형이 변할 수 있다. 따라서 마찰교반용접(Friction Stir Welding), 혹은 전자빔 용접(Electron beam welding)등을 활용하여 저변형의 용접을 수행한다. 또한, 전자장비 조립용 브래킷류는 MIG, TIG와 같은 불활성 가스 아크 용접을 통해 기체와 간단히 접합, 조립될 수 있다.
비행체 구조물의 조종성 및 안정성을 확보할 수 있도록 하는 날개 구조물에 대해서도 다양한 알루미늄 용접법이 연구 및 적용되고 있다
1-3). 날개 구조물에서 용접이 이용되는 구조로는, 날개 프레임에 무게 경감용 포켓(pocket)을 적용하고 외부 형상을 유지하기 위해 외피를 용접하여 씌우는 프레임-외피 구조가 대표적이다(
Fig. 1).
Fig. 1
Wing frame-skin welding structure
프레임-외피 용접구조는 날개 중량의 추가적인 감소에 효과적이며, 외피 체결 시에 리벳 등의 체결류가 불필요하여 제작 공정을 효과적으로 간소화시킬 수 있다. 해당 구조는 steel 프레임 날개에서도 저중량을 목적으로 활용되고 있다
4). 용접 방식으로는 날개 프레임과 외피 간 용접면의 폭이 약 3mm 내외 수준으로 매우 협소한 점을 고려하였을 때, 빔 용접을 활용해야 한다. 빔 용접에는 크게 전자 빔 용접과 레이저 용접이 있으며, 전자 빔 용접의 경우 레이저 용접보다 용입 깊이 대비 bead 폭이 더 작아 용접성이 더 우수하다고 알려져 있다.
하지만 유도무기 기술이 점차 고도화되며 날개 구조물의 대형화가 이루어짐에 따라, 용접 대상물을 진공 챔버에 넣어 용접을 진행하는 전자빔 방식으로는 공정 규모상 제약이 크다. 따라서 적용 가능한 용접은 레이저 방식으로, 용접 대상물의 크기와 관련 없이 작은 bead 폭으로 프레임-외피 용접이 가능하다.
알루미늄 레이저 용접 방식은 과거부터 다양한 계열의 알루미늄 소재 및 제작 공정에 관한 연구가 진행되었으며
5-10), 용접부의 응고 균열(solidification cracking), 스패터(spatter), 기공(porosity) 등의 이유로 용접강도가 저하되는 단점이 존재하여 적용에 한계가 있었다. 하지만, 균열의 발생 기준 적립
11) 및 스패터 형상 연구
12), 기공을 최소화하는 용접 조건 연구
13) 등이 이루어지며 점차 적용 가능한 용접법으로 발전하였다
14).
본 연구에서는 대형 날개 구조물의 저중량-고강도를 목표로하여, 고강도 열처리가 가능한 알루미늄 합금인 A2XXX계 합금의 AA2219에 대해 프레임-외피 레이저 용접성을 확인하고자 한다. 다양한 용접 조건을 적용 후, 용입 깊이 대비 bead 폭이 가장 작은 조건을 선정하고자 한다.
선정된 용접조건에 대해, 동일 조건으로 용접된 AA2024를 비교군으로 하여 다음과 같이 세 가지 관점으로부터 용접부의 특성을 확인하고자 한다. 첫째로, 용접면의 스패터 및 기공 발생 수준을 확인하고자 한다. 용접면 표면에 존재하는 스패터의 양과 분포를 서로 비교하고, 비파괴검사법 중 방사선투과법(Radiography Testing) 즉, RT 검사를 통해 기공의 크기 및 조밀도를 관찰하여 비교하고자 한다. 두 번째로, 용접부의 열영향부(HAZ) 영역에 따른 경도를
Fig. 2와 같이 분석하여 두 재질의 경도 변화 추이를 살펴보고자 한다.
마지막으로, 최적 용접 조건이 적용된 시편에 대해 인장시험을 수행하여 AA2219, AA2024 두 재질의 인장강도 측정 결과를 비교하고, 실제 대형 날개 구조물에 적용 가능한 강도 여유를 가지는지 확인하고자 한다.
Table 1에 AA2219와 AA2024의 화학조성을 정리하였다. AA2219는 AL 다음으로 Cu의 함유량이 많아 Al-Cu 계열 합금으로 불리며, AA2024는 Cu 다음으로 Mg 함량 또한 높아 Al-Cu-Mg 합금이라 칭한다.
Fig. 2
AA2219 Heat affected zone (HAZ) diagram
13)
Table 1
Chemical compositions of AA2219/AA2024
|
Si |
Fe |
Cu |
Mn |
Mg |
Zn |
Cr |
Ti |
etc. |
AL |
AA2219 |
0.2 |
0.3 |
5.8-6.8 |
0.2-0.4 |
0.02 |
0.10 |
- |
0.02-0.10 |
V=0.05-0.15 Zr=0.10-0.25 |
Remainder |
AA2024 |
0.5 |
0.5 |
3.8-4.9 |
0.3-0.9 |
1.2-1.8 |
0.25 |
0.10 |
- |
Zr+Ti=0.2 |
Remainder |
2. 레이저 용접 조건
2.1 AA2219 용접
레이저 용접 조건을 다양하게 적용하여 AA2219의 용접성을 확인하고자 하였다. 시험조건은 총 4가지의 고려 요소를 포함하며, 다음과 같이 1)레이저 출력(Laser power), 2)레이저 속도(Travel speed), 3)레이저 조사 시간(Laser irradiation time), 4)레이저 휴지시간(Laser down time)을 적용하였다. 펄스 레이저 빔(pulse laser beam)을 사용하기 때문에, 3)번은 1 펄스 당 레이저 출력이 가해지는 시간이며 4)번은 1 펄스 종료 후 다음 펄스까지 걸리는 시간을 의미한다. 위의 4가지 시험 요소를 바탕으로, Case 1부터 4까지의 용접조건을 선정하였다(
Table 2). 이때 레이저 용접성에 큰 영향을 미치는 레이저 출력과 레이저 속도의 값을 변수로 지정하였으며, 레이저 조사 시간과 휴지 시간은 각각 10ms, 1ms로 고정하였다.
Table 2
AA2219 laser welding case
Welding Case |
Laer power (W) |
Travel speed (m/min) |
Laser irradiation time (ms) |
Laser down time (ms) |
Case 1 |
3000 |
1.6 |
10 |
1 |
Case 2 |
2000 |
1.6 |
10 |
1 |
Case 3 |
2000 |
1.2 |
10 |
1 |
Case 4 |
1800 |
1.2 |
10 |
1 |
레이저 용접을 위해 사용된 시편은
Fig. 3과 같이 직사각형 모재에 1.6mm 두께의 외피가 용접되는 형태로 구성된다. 총 4가지 용접 Case에 대해, 시편의 네 변에 서로 다른 조건으로 라인 용접을 수행한다. 본용접에 앞서 외피를 모재와 부분 점용접으로 가접하였으며, Case 2와 3 사이를 시작 지점으로 하여 시계방향으로 본용접을 진행하였다. 용접은 최대 출력 5kw의 IPG사 YLR-5000-S 파이버 레이저를 사용하였으며, 스폿 사이즈는 300μm, 렌즈초점거리는 300mm로 수행하였다. 용접 자세는 groove 1G를 적용하였으며, Ar(99%) 가스를 20l/min의 유량으로 공급하였다.
Fig. 3
Laser welding specimen model
레이저 용접 결과를 분석하기 위해, 각 Case 별로 용접 bead 폭(L)과 용접 용입 깊이(H) 값을 측정하였으며
Fig. 4에 측정 예시를 제시하였다. 용접 bead 폭(L)은 모재와 평판의 열변형 가능성과 연관이 크며, 용접 용입 깊이(H)는 용접성을 판단하는 기준으로써 값이 클수록 용접성능이 뛰어남을 의미한다. 따라서 용접 용입 깊이 당 bead 폭(L/H)이 작을수록 용접성능이 우수함을 의미한다. L/H을 기준으로 하여, 다양한 용접 조건을 비교 및 분석하여 최적의 용접 조건을 선정하였다.
Table 3에 Case 1~4에 대한 용접 분석 결과를 제시하였다.
Fig. 4
Example of welding test result(Case 2)
Table 3
AA2219 welding analysis related to L and H
Welding Case |
Bead width L (mm) |
Penetration H (mm) |
L/H |
Case 1 |
4.59 |
3.75 |
1.22 |
Case 2 |
3.20 |
2.99 |
1.07 |
Case 3 |
3.66 |
2.73 |
1.34 |
Case 4 |
3.26 |
2.40 |
1.36 |
Case 2를 기준으로 하여 Case 1과 3을 각각 비교 분석하였을 때, bead 폭(L)과 관련한 특징이 다음과 같이 도출되었다.
1) Case 1의 경우 Case 2와 레이저 속도는 동일하나, 레이저 출력이 더 크다. 이 때 bead 폭(L)이 Case 1에서 더 증가하였으며, 해당 결과로 동일한 레이저 속도에서 레이저 출력이 클수록 bead 폭(L)이 증가하는 것을 확인하였다..
2) Case 3의 경우 Case 2와 레이저 출력은 동일하나, 레이저 속도가 더 느리다. 이 때 bead 폭(L)은 Case 2에서 더 작게 나타난 것으로 보아, 동일한 레이저 출력에서는 레이저 속도 증가 시 bead 폭(L)이 더 작아지는 것을 확인하였다.
2)의 경우, 레이저 속도와 레이저 용접면의 단위 길이당 레이저 에너지량이 반비례하기 때문에 발생되는 현상으로 판단된다. 단위 길이당 레이저 에너지는 식 (1)과 같은 계산으로 도출된다.
도출된 bead 폭(L)과 용입 깊이(H)를 이용하여 용접성을 판단하기 위해 L/H를 계산한 결과, Case 2에서 최솟값을 가짐을 확인하였다. 추가적으로, Case 2는 전체 case 중 bead 폭(L) 자체도 제일 작으며,
Fig. 4에서와같이 용접 단면 또한 오버랩(Overlap)과 언더필(Underfill) 등의 현상이 크게 나타나지 않았다.
2.2 AA2219 최적 용접 조건
용접조건에 따른 용접성의 경향을 세밀하게 살펴보기 위해, 2.1절에서 제시한 4가지 Case에서 L/H이 작은Case 1과 Case 2를 기준으로 하여 추가적인 시험조건을 선정하였다(
Table 4).
Table 4
Additional AA2219 laser welding case
Welding Case |
Laser power (W) |
Travel speed (m/min) |
Laser irradiation time (ms) |
Laser down time (ms) |
Case 5 |
2300 |
1.6 |
10 |
1 |
Case 6 |
2500 |
1.6 |
10 |
1 |
Case 7 |
2200 |
2.0 |
10 |
1 |
Case 8 |
2200 |
1.8 |
10 |
1 |
Case 5, 6의 레이저 속도는 Case 1, 2와 동일시 하였으며, 레이저 출력은 Case 1과 2 사이의 값을 가지도록 하였다. 또한 Case 7, 8은 Case 1와 2의 레이저 출력 사이 값인 2200W를 적용하였으며, 기존 Case 1~4 대비 빠른 레이저 속도 조건을 선정하였다. 추가된 4가지 시험조건을 포함하여, 총 8가지 경우의 용접조건에 대해 1)단위 길이당 레이저 에너지, 2)레이저 출력, 3)레이저 속도, 4)L/H의 관점에서 종합적으로 용접성을 평가하였다(
Fig. 5).
Fig. 5
Comparison of AA2219 laser welding performance with various welding conditions
Fig. 5를 통해, 다음과 같은 AA2219 레이저 용접의 특징을 확인할 수 있다.
첫째로, 동일 레이저 출력일 때 레이저 속도가 증가할수록 L/H 값이 감소하는 경향을 확인하였다(Case 3,2 / Case 8,7). 이는 2.1절의 고찰에서와 같이, 단위 길이당 레이저 에너지가 감소하며 bead 폭(L)이 감소하여 나타나는 결과로 판단된다.
둘째로, 동일 레이저 속도일 때 레이저 출력을 증가시키면 앞서 2.1절과 같이 bead 폭(L)이 증가하나, 대체적으로 용입 깊이(H)의 증가분이 더 크게 발생하여 L/H가 감소함을 확인하였다(Case 4,3 / Case 5,6,1).
셋째로, 동일 레이저 속도에서 레이저 출력이 증가함에도 불구하고, L/H가 증가하는 구간이 존재한다(Case 2,5). 해당 구간에서 bead 폭(L)은 증가하였으나, Case 2의 용입 깊이(H)의 증가분이 Case 5 대비 더 큰 것으로 확인되었다.
따라서 동일 레이저 속도일 때 특정 레이저 출력을 전후하여 L/H 값이 감소하였다. 이 때 특정 레이저 출력 전에 위치한 조건에서, Case 2와 같이 bead 폭(L)이 더 작고 용입 깊이(H)가 더 큰 결과가 나타남을 확인하였다.
모든 용접 조건을 분석한 결과, L/H의 최솟값을 가지는 조건은 Case 2로 확인되었다. 또한, Case 2는 단위 길이당 레이저 에너지량이 작은 조건에 속하기 때문에 열변형 가능성이 비교적 낮다. 따라서 8가지 조건 중 가장 좋은 용접 case로 판단하였다.
3. 용접부 특성 평가
3.1 용접부 표면 및 기공 평가
레이저 용접 시, 용융된 알루미늄이 용접부 표면의 주변으로 흩어지거나 튀게 되어 방울 형태로 남아 있는 것을 스패터라 한다. 스패터는 용접성이 좋지 않은 금속일수록 발생 개수가 증가한다. 스패터가 많이 존재할 경우, 용접부 표면이 매끄럽지 못하여 추가적인 사상 공정이 필요하다. 또한, 용접 검사 수행 시에 육안 검사나 비파괴 검사 등에서 치명적인 결함을 은폐시킬 수 있다는 단점이 있다. 따라서 스패터는 용접성을 평가할 때 기준이 되는 요소 중 하나이다.
Fig. 6은 Case 2의 용접 조건이 적용된 AA2219와 AA2024의 용접부 표면을 나타낸 것으로, AA2219에 비해 AA2024에서 다수의 스패터가 확인되었다. 따라서 본 시험에서는 AA2219 합금의 용접성이 용접부 표면 측면에서 더 우수함을 판단하였다.
Fig. 6
Laser welding spatter of AA2219(left)/2024 (right)
용접부 표면뿐만 아니라, 레이저 용접 후 용접 단면에 발생하는 기공 또한 용접성에 큰 영향을 미치는 요소이다. 기공은 일반적으로 수소에 의해 발생하는 것으로 알려져 있으며, 공기 중의 수분 혹은 용접 재료 표면의 수소 발생원이 큰 원인으로 지목된다. 특히 알루미늄 표면에는 산화피막이 존재하며, 피막에 일정한 수분을 함유하고 있어 용접 중 수분의 분해에 의해 수소가 발생한다
15). 본 논문에서는 Ar 순도 99%의 보호가스를 사용하여 기공을 최소화하고자 하였으나, 작업장 환경상 보호가스의 유량을 일정하게 통제하는데에 어려움이 있었다. 기공의 경우, 용접 금속에 균일하게 분산되어 형성될 때 용접 이음부의 강도에 큰 영향을 주지 않는다. 하지만, 크기가 큰 기공이 국부적으로 집중되어 있을 경우에는 용접 강도에 큰 영향을 미치게 된다.
Case 2가 적용된 두 합금에 대하여
Fig. 7을 살펴보면, AA2219 합금의 용접 단면에서 발생한 기공의 최대 크기는 1~2mm 직경 수준이었으며 연속적인 분포는 발견되지 않았다. 하지만 AA2024의 용접 단면 기공은 AA2219의 기공 크기와 비슷하나, 연속적인 분포가 집중된 부분이 보여 강도에 취약한 것으로 판단된다.
Fig. 7
Laser welding porosity of AA2219(left)/2024 (right)
3.2 열영향부 경도 검사
열영향부는 용접열에 의해 용융된 금속 부위 주변에 기계적 성질과 조직이 변화된 비용융 모재 영역을 의미한다. 열처리가 가능한 알루미늄의 열영향부는 용체화지역, 과시효지역으로 나뉘며 시효(Aging) 현상에 의해 모재보다 용접 중심부 쪽의 경도가 더 낮아지는 양상을 보인다
16). 레이저 용접 시, 열처리 알루미늄의 열영향부 경도를 결정하는 요인은 다양하게 존재한다. 그 중 모재 및 외피의 1)화학조성, 2)용접 전 열처리(temper)는 용접 출력 조건과 후처리 조건과는 달리 재료 자체의 열영향부 특성을 확인할 수 있는 요소이다
16). 1)화학조성의 경우 AA2219와 AA2024는 Cu가 주된 구성 성분이며, 석출경화가 용이하여 경도가 높은 특징이 있다. 또한 AA2219와 다르게 AA2024에는 Mg가 포함되어 있으며, Al-Cu-Mg 합금은 열처리 후 시효과정에서 석출경화가 크게 가속되며 경도가 지속적으로 상승하는 경향을 보인다. 추가적으로, 본 논문에 사용된 시편의 2)용접 전 열처리(temper)는 AA2219 모재와 외피의 경우 각각 T8과 T3을, AA2024 모재와 외피는 모두 T3의 열처리 조건을 적용하였다. Cu가 많이 함유된 A2XXX계 합금은 냉간가공 시에 경도가 증가하기 때문에 해당 공정을 포함하는 T3, T8을 선정하였다.
Fig. 8은 AA2219와 AA2024를 각각 Case 2의 조건으로 용접하였을 때의 bead 단면 형상이다.
Fig. 8
AA2219(left)/2024(right) HAZ of laser welding test bead
Case 2 용접 조건 적용 후, 두 합금 모두 자연시효하여 경화하였다. 이때, 추가적인 후처리는 적용하지 않았다. AA2219와 AA2024의 열영향부 형상을 비커스 경도(Hv)에 따라
Fig. 9와 같이 비교하여 도시하였다. 두 재질의 모재부 경도는 앞서 1)화학성분 관점에서 언급하였듯이, AA2024에 Mg이 함유되어 있어 AA2219 대비 더 큰 경도를 가짐을 유추할 수 있다. 또한 열영향부에 대하여 살펴보면, 용접부와 근접한 용체화지역에서 AA2024의 경도가 AA2219에 비해 크게 저하됨을 확인하였다. 그리고 모재와 가까운 쪽의 열영향부인 과시효지역의 경우, AA2219-T8계열 모재에 비해 AA2024-T3계열 모재의 경도 회복이 빠름을 기울기를 통해 알 수 있다. 이는 AA2024-T3계열 모재를 자연시효 시, Mg 원자가 작은 Cu 원자의 영향을 보정하며 확산속도가 증가하기 때문에 시효가 촉진되며 경도가 상승하는 효과로 판단된다. AA2219-T8계열 모재는 AA2024-T3계열의 모재보다 경도의 회복이 더디나, 용체화 지역의 경도저하가 상대적으로 적기 때문에 모재 대비 열영향부의 경도 하락이 크지 않음을 확인하였다. 이러한 용접부의 경도는 용접 강도와 유사한 경향을 가지며, 따라서 용접 강도 추이를 미리 예측할 수 있다.
Fig. 9
Hardness difference of AA2219/2024 HAZ in case 2
3.3 인장강도 평가
동일 용접조건(Case 2) 적용 시, AA2219와 AA2024의 용접부 인장강도 비교를 위해
Fig. 10과 같이 인장강도 시험용 시편을 제작하였다. 시편은 모재(frame) 양 옆으로 외피(skin)를 동일 용접 조건으로 용접한 형태이다. 인장강도 시험을 위해 시편을 가로로 4등분 하였으며, 인장시험기에 장착 후 파단이 발생할 때까지 인장력을 인가하였다. 따라서 한 시편 당 총 4가지의 인장강도 데이터를 도출하여 모재 대비 강도 비교 결과를
Table 5에 정리하였다.
Fig. 10
Specimen of laser welding strength test
Table 5
Weld tensile strength compared to frame
|
AA2219 |
AA2024 |
Frame |
AA2219-T851 (420.6MPa) |
AA2024-T351 (427.5MPa) |
Skin |
AA2219-T31 (359.0MPa) |
AA2024-T3 (441.3MPa) |
Test num. |
Strength (MPa) |
compared to frame |
Strength (MPa) |
compared to frame |
Test 1 |
338.9 |
80.6% |
301.7 |
70.6% |
Test 2 |
337.2 |
80.2% |
311.4 |
72.8% |
Test 3 |
330.5 |
78.6% |
300.8 |
70.4% |
Test 4 |
336.1 |
79.9% |
287.1 |
67.2% |
Avg.
|
335.7 |
79.8%
|
300.3 |
70.2%
|
AA2219의 경우 모재대비 인장강도는 79.8%의 평균값과 78.6%의 최솟값을, AA2024는 70.2%의 평균값과 67.2%의 최솟값을 기록하였다. 시험 결과는 앞서 열영향부의 경도 평가에서 예측한 바와 같이, AA2219에서 모재 대비 인장강도 비율의 값이 AA2024 결과값을 상회하는 것을 확인하였다. 또한, 재료물성규격에서 상온(20℃) 기준 AA2219의 항복강도(47~ 48ksi)는 인장강도(61~62ksi) 대비 78% 정도로 제시되어 있다. 따라서 AA2219 용접부의 인장강도는 AA2219 모재의 항복강도와 비슷한 수준임을 알 수 있다.
또한 AA2219와 AA2024에서 발생된 최소 인장강도 test에 대하여, 기공의 영향에 따른 강도저하 가능성을 확인하기 위해
Fig. 11과 같이 파단면을 도시하였다. AA2219의 최소 인장강도(Test 3) 시편 단면에서, 기공의 최대 크기는 0.8mm, 개수는 약 3개 수준으로 발견되었다. 반면, AA2024의 최소 인장강도(Test 4) 시편 단면에서는 최대 1mm, 약 6개 수준의 기공이 확인되었다. 따라서 AA2024 시편에서 기공이 더 크고 군집되어 나타났으며, 이에 따라 모재대비 인장강도 저하가 AA2219보다 더 크게 나타남을 확인하였다.
Fig. 11
Pore size in minimum tensile strength of AA2219 (left)/2024(right)
4. 결 론
열처리가 가능한 고강도 알루미늄으로 구성된 대형 날개 구조물에서, 프레임-외피 용접구조의 레이저 용접성을 확인하였다. A2XXX계 합금 중, 용접성이 우수한 AA2219에 대해 최적의 용접조건을 도출하였다. 용접조건은 1)레이저 출력, 2)레이저 속도, 3)레이저 조사시간, 4)레이저 휴지시간이며 최종적으로 용입 깊이 대 bead폭(L/H)이 1.07로 가장 작은 조건(Case 2)을 선정하였다.
최적 용접 조건에 대해 다음과 같이 세 가지 검증방법을 통해 용접부 특성을 평가하였으며, 동일 용접 조건이 적용된 AA2024의 용접부 특성과 비교하였다.
1) 용접부 표면상 AA2024에서 스패터가 더 많이 발생됨을 확인하였으며, 용접부의 강도를 저하시킬 수 있는 기공의 경우 RT 검사를 활용하여 기공의 크기 및 개수를 판별하였다. AA2219와 AA2024 모두 1~2mm의 기공이 발생하였으나, AA2219에 비해 AA2024에서 더 밀집된 기공의 분포가 발견되었다. 해당 결과로, AA2024가 인장강도 저하에 더 취약할 것으로 판단하였다.
2) 열영향부에서 비커스 경도의 절대값은 AA2024가 더 우수하였으나, 모재대비 용접부에서의 경도 저하가 AA2219보다 더 큰 것을 확인하였다.
3) 용접 열영향부의 기계적 특성상 경도와 강도는 비슷한 경향을 보이며, 용접부의 모재대비 인장강도 또한 AA2024에서 AA2219보다 낮은 값을 가짐을 확인하였다.
최적 용접 조건이 적용된 AA2219의 인장강도는 모재대비 79%이며, 이는 AA2219 자체의 항복강도 수준과 비슷하다. 따라서 AA2219를 적용한 대형 날개의 프레임-외피구조에서, 항복응력 수준의 응력이 발생하는 위치의 경우 레이저 용접 공정을 활용할 수 있을 것으로 판단된다.
감사의 글
이 논문은 2022년 정부의 재원으로 수행된 연구 결과임
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