전자광학/적외선 센서용 고압가스용기의 소재는 경량화, 기계적 신뢰성 및 용접성 확보를 위해 타이타늄 합금(Ti-6Al-4V)을 이용하였다. 본 연구에서 사용된 Ti-6Al-4V의 밀도는 이전 고압가스용기에 적용된 소재인 스테인리스 강(STS630, 밀도 ≈ 7,750 kg/m³, 인장강도 ≈ 1,105 MPa, 항복강도 ≈ 1,000 MPa, 영률 ≈ 197 GPa) 대비 약 57 % 수준이며 주요 기계적 물성과 화학조성비는 Table 1에 나타냈다.

설계된 고압가스용기는 길이 160 mm, 직경 70 mm 의 원기둥 형태로 크게 상부와 하부로 나누어지고 상부에는 가스 공급을 위한 포트 등이 추가된다(Fig. 1(a) 참조). 고품질의 용기제작을 위해 상/하부, 포트는 각각 가공 후 전자빔 용접으로 접합하였다.

고압가스용기의 기계적 설계 주안점은 진동, 충격 등 외부 환경조건과 요구되는 냉각도달시간 및 냉각유지시간을 만족시킬 수 있는 내부압력 조건에서 안정적인 냉각가스 보관 및 공급을 위한 구조건선성 확보이다. 이를 위한 주요 설계목표는 사용압력 O MPa 이상, 냉각도달시간 O초 이내 등이 있다(Table 2 참조). 냉각도달시간은 냉각가스 공급 시점부터 적외선 검출기의 FPA 온도가 기준(O Kelvin) 이하로 떨어지는데 소요되는 시간을 의미한다. 파괴압력은 파열시험 시 용기 내에 가해지는 최고 압력을 의미하며 본 연구에서는 사용압력의 3배 이상으로 설정하였다.

고압가스용기의 동판(t_cylinder)과 경판(t_dome)의 벽두께는 안전계수(S.F.) = 3.0, 용접이음요율(η) = 1.0, 판형상계수(W) = 1.0일 때 Eq. (1)과 Eq. (2)를 이용하여 계산하였다.

여기에서 P = 최고 충전압력(MPa), D = 용기 내경(mm), R = 용기 내부 반지름(mm), S = 설계강도(항복강도·S.F.^-1)(MPa)를 의미한다. 설계된 용기는 이전 용기대비(소재 = STS630, 내용적 = O m³) 대비 약 29 % 수준의 경량화 결과를 보였다.

상용 유한요소해석 프로그램(Ansys Mechanical 2023 R1)을 이용하여 사용압력과 파괴압력 조건에서의 고압가스용기의 구조건전성을 평가하였다. 육면체 및 사면체 요소를 적절하게 사용하였으며 사용압력과 파괴압력에 대한 하중조건은 용기 내부에 각각 40 MPa과 120 MPa에 대한 분포하중을 인가하였다. 내부압력 해석 시 용기 밑면 체결부를 구속(Fixed)하였으며 파괴압력 해석 시 충전포트를 구속하였다(Fig. 1(b), (c) 참조). 해석결과, 동판 내면에서 최대 약 300 MPa 수준의 응력이 발생했다. Ti-6Al-4V의 항복응력(σ_y = 880 MPa)을 고려한 안전율은 약 2.9이며 구조건전성을 확보됐다고 판단된다. 더불어 파괴압력 120 MPa 조건일 때 동판 내면에서 최대응력 약 800 MPa이 발생했으며 약 130 MPa 이상에서 항복이 발생할 것으로 예상된다(Fig. 1(b), (c) 참조).

고압가스용기는 상부와 하부를 각각 제작 후 전자빔 용접을 이용하여 접합시키며 포트 등 추가 부속품 또한 동일한 방법으로 용기 상부에 접합시켰다(용접기: NEC社, EBW36-23-30, 일본). 전자빔 용접 조건은 용접물의 재질과 형상에 따라 달라지기 때문에 용접부의 우수한 기계적 물성 확보를 위해 적절한 용접 공정설계는 필수적이다. 설계된 전자빔 용접 조건(빔 전력 = 6 kW, 가속전압 = 90 kV, 빔 전류 = 19 mA, 포커스 전류 = 4.59 A, 용접속도 = 400 mm/min, 용접시간 = 17 sec, 빔 초점 거리 = 15 mm, 진공도 = 5.0 × 10^-4 Torr)의 적절성 평가를 위해 용기 상부와 하부의 용접부, 열영향부, 모재에 대한 미세조직 분석을 수행했다. 분석의 정확성 확보를 위해 절단된 용접부를 콜드 마운팅(Cold mounting)하였다. 그 후 표면 연마와 식각(용액: H₂ O 85 ml + HF 5 ml + HNO₃ 3 ml)을 하여 광학현미경(Nikon社, Eclipse MA200, 일본)을 활용하여 모재(P1), 모재 근처의 열영향부(P2-1), 용접부 근처의 열영향부(P2-2), 용접부 상부(P3-1), 용접부 하부(P3-2), 5군데에 대한 미세조직을 관찰하였다.

그 결과, 모재(P1)의 경우, Ti-6Al-4V에서 일반적으로 관찰되는 Primary α상(밝은 부분)과 Transformed β상(어두운 부분)이 존재하였다^[8](Fig. 2(a) 참조). 용접부 근처의 열영향부(P2-1)의 경우, 미립 결정립(Fine grain)을 가지며 모재(P1) 대비 α상은 줄고 β상은 늘었다. 이는 용접 중 용접열에 의해 상변환 온도까지 도달하면서 α상에서 β상으로 변환되었기 때문이다. 또한 모재 근처의 열영향부(P2-2)는 상대적으로 용접열로부터 먼 거리에 있으므로 상대적으로 낮은 온도로 인해 상변환이 마무리되지 못했다고 판단된다. 이후 냉각과정에서 미세한 등축(Equiaxed) α상은 β상으로부터 석출됐으며 α′상 + α상 + β상이 존재하였다^[8-12](Fig. 2(b) 참조). 용접부(P3-1, 2)는 침상형 α′상 마르텐사이트(Martensite)와 Widmanstatten 조직이 관찰되었다. 이는 경도, 인장강도 등 용접부의 기계적 물성을 향상시키는 대표적인 조직의 형태이다^[9-11]. 미세조직의 결정(Grain)은 임의의 방향으로 나열되어있으며 빠른 냉각으로 인해 용접부의 액상 금속은 β상으로 결정화된 후 α상 마르텐사이트로 변하였다(Fig. 2(c) 참조). 전자빔 용접 시 Ti-6Al-4V에서 나타나는 조직의 형태가 관찰되었기 때문에 설정된 용접 조건은 본 연구의 고압가스용기 형상 및 소재에 적합하다고 판단된다.

전자빔 용접 후 용접부와 주변부의 잔류 열응력 제거를 위해 620 °C에서 4시간 동안 진공 분위기에서 열처리를 수행하였다(Fig. 3(a), (c) 참조). 온도 상승 중 소재 내부까지 균일한 온도 상승을 위해 안정화 구간을 설정하였다. 열처리 후 7.25시간 동안 공냉으로 냉각시켰다. 냉각 시 산화방지를 위해 아르곤 가스를 주입하였다. 열처리 조건의 적절성을 평가하기 위해 열처리 유무에 따른 덤벨형상의 용접시편을 제작하여 인장시험(ASTM B 348^[13] 참고)을 수행하였다(Fig. 3(b) 참조). 시편형상은 길이 200 mm, 폭 20 mm, 두께 5 mm이며, 중앙 용접부는 길이 12.5 mm, 폭 2.5 mm, 두께 5 mm이다(Fig. 3(d) 참조). 만능재료시험(MTS社, Landmark, 미국) 이용하였으며 진연신율 측정을 위해 접촉형 신장계(Extensometer)를 시편에 부착하였다. 인장시험 속도는 2 mm/min이며 상온에서 수행했다.

인장시험 결과, 두 종류 시편의 응력-변형률 선도는 Fig. 3(d)에 나타냈으며 용접부 열처리 실시 전 시편의 경우, 영률, 인장강도, 항복강도, 그리고 연신율은 각각 113 GPa, 982 MPa, 979 MPa, 그리고 8.42 %이다. 이에 비해 열처리 실시 후 시편은 각각 119 GPa, 973 MPa, 933 MPa, 그리고 12.56 %의 결과로써 Ti-6Al-4V 재료의 규격서(ASTM B 348 혹은 Table 1 참조)에 규정된 기계적 물성치 동등 이상임을 나타냈다. 열처리 미수행 시편의 연신율(8.42 %)이 열처리 된 시편의 연신율(12.56 %)보다 작은 이유는 용접열이 용접부와 열영향부뿐만 아니라 모재까지 전반적으로 영향을 미쳐 잔류 열응력을 발생시켰으며 이로 인해 Ti-6Al-4V의 인성(Toughness)이 감소했기 때문이라고 판단된다^[10,14,15]. 따라서 열처리를 통해 잔류 열응력이 제거된 후에는 일반적인 Ti-6Al-4V(grande 5)의 연신율 수준(10 % 이상)으로 회복된 것을 확인할 수 있다. 더불어 파손모드는 두 종류의 시편 모두 용접부가 아닌 표점거리(Gage length) 내 모재부에서 파단이 발생하였다(Fig. 3(e) 참조). 그 이유는 마스텐사이트 조직을 포함한 용접부는 Primary α상 및 β상으로 구성된 모재보다 기계적 물성이 우수하기 때문이다^[14,15]. 인장시험을 통해 용접부의 기계적 물성이 관련 규격서를 만족하며 모재의 영률, 인장강도와 같은 기계적 물성 대비 동등 이상임을 확인하였으므로, 본 연구에서 설정한 잔류 열응력 제거를 위한 열처리 공정(온도: 620 °C, 시간: 4시간)은 적절하다고 판단된다.

제작된 Ti-6Al-4V 고압가스용기의 기계적 구조건전성을 평가하기 위해 파괴압 시험과 검증압 시험을 수행하였으며 시험에 사용된 용기의 개수는 3개이다. 시험의 안전성과 정확성 확보를 위해 용기에 초순수 물(Deionized water)을 채워 수압으로 원하는 압력수준을 제어하였다. 파괴압 시험과 검증압 시험의 압력조건은 각각 O MPa(사용압력의 3배) 그리고 O MPa(사용압력의 1.5배)이다. 파괴압 시험의 평가기준은 압력부가 및 제거 후 용접부 파손여부를 포함하여 과도한 변형 등 파손여부에 대한 육안으로 확인하였다. 그 결과, 육안 상 유의미한 손상은 발견되지 않았다. 검증압 시험 경우, 수조식 뷰렛(Burette)법을 이용하여 용기 내부 압력크기 변화(초기압 → 사용압 → 초기압)에 따른 뷰렛의 눈금을 읽어 고압가스용기의 변형수준을 체적변화율 계산을 통해 확인하였다(Fig. 4(a), Eq. (3) 참조). 본 연구의 검증압 시험의 평가 기준은 가스 사용/충전을 반복하는 금속 재질의 고압가스용기에 일반적으로 적용되는 검증압 시험 규격과 동일하게 체적팽창률(∆ V_cyl) 10 % 이하로 설정하였다^[16].

여기서, ∆ V_cyl = 고압가스용기의 체적변화율(%), h₀ = 압력 부가 전(0 MPa) 초기수두(mm), h_Pres = 압력 가압 시(40 MPa) 팽창수두(mm), h_Rec = 압력 제거 후(0 MPa) 복귀수두(mm)를 의미한다.

검증압 시험 결과, Ti-6Al-4V 용기 #1, 용기 #2, 용기 #3의 체적팽창률은 각각 0.8 %, 1.5 %, 2.9 %로 모두 10 % 이하를 만족하였다(Fig. 4(b) 참조). 더불어 추가적으로 정밀 3차원 측정기(ZEISS社, ACCURA-II, 독일)를 이용하여 검증압 시험 전, 후 고압가스용기 주요부위 7군데에 대해 치수변화를 측정하여 변형여부를 평가하였다(Fig. 1, Fig. 4(c) 참조). 그 결과, 치수 변화는 0.5 μm ∼ 2 μm 범위로 계측되었으며 측정기의 오차 수준으로 미미하였다. 상기 시험 결과를 바탕으로 Ti-6Al-4V 고압가스용기의 기계적 구조건전성은 확보됐다고 판단된다.

운용 온도조건에서의 항공용 전자광학/적외선 센서 수준 냉각성능을 평가하기 위해 본 연구에서 설계·제작된 Ti-6Al-4V 고압가스용기를 항공용 센서에 적용하여 냉각 시험을 수행하였다. 주요 시험 조건은 (1)온도 = 상온(23 °C) 및 고온(O °C), (2) 사용압력(@상온), (3) 적외선 검출기 전원 ON이다. 각 온도조건에서 전자광학/적외선 센서 온도 안정화 후 고압가스용기에서 고순도 질소가스를 공급하여 냉각도달시간을 측정하였다^[17]. Fig. 5(a)는 냉각시험 구성도이다. 고온 조건을 만족시키기 위해 항공용 전자광학/적외선 센서와 고압가스용기를 챔버 안에 설치했으며 챔버 밖에 위치한 점검장비와 케이블로 연결하였다.

시험결과, 냉각도달시간은 상온 및 고온 조건에서 모두 규정된 시간 이내로 양호한 결과(상온 및 고온조건에서 냉각도달시간: 규정시간의 각각 약 47.5 %, 95.0 %)를 보이며 냉각온도에서 일정 시간 냉각을 유지했으며 다수의 반복 시험에서도 가스유로 막힘과 같은 불순 가스발생이 없음을 확인하였다(Fig. 5(b) 참조). 상온은 물론 고온조건에서 항공용 전자광학/적외선 센서의 냉각성능을 만족하므로 관련 분야 적용 가능성을 확인하였다.