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ISSN : 1225-0562(Print)
ISSN : 2287-7258(Online)
Korean Journal of Materials Research Vol.25 No.10 pp.559-565
DOI : https://doi.org/10.3740/MRSK.2015.25.10.559

Effect of Grain Size on Ductile-Brittle Transition Behavior of Austenitic Fe-18Cr-10Mn-N-C Alloys

Sang-In Lee, Seung-Yong Lee, Seung Hoon Nam1, Byoungchul Hwang†
Department of Materials Science and Engineering, Seoul National University of Science and Technology, Seoul 139-743, Korea
1Division of Industrial Metrology, Korea Research Institute of Standards and Science, Daejeon 305-340, Korea
Corresponding author : bhwang@seoultech.ac.kr(B. Hwang, Seoul Nat’l Univ. of Sci. & Tech.)
August 31, 2015 August 31, 2015 August 31, 2015

Abstract

The ductile-brittle transition behavior of two austenitic Fe-18Cr-10Mn-N-C alloys with different grain sizes was investigated in this study. The alloys exhibited a ductile-brittle transition behavior because of an unusual brittle fracture at low temperatures unlike conventional austenitic alloys. The alloy specimens with a smaller grain size had a higher yield and tensile strengths than those with a larger grain size due to grain refinement strengthening. However, a decrease in the grain size deteriorated the low-temperature toughness by increasing the ductile-brittle transition temperature because nitrogen or carbon could enhance the effectiveness of the grain boundaries to overcome the thermal energy. It could be explained by the temperature dependence of the yield stress based on low-temperature tensile tests. In order to improve both the strength and toughness of austenitic Fe-Cr-Mn-N-C alloys with different chemical compositions and grain sizes, more systematic studies are required to understand the effect of the grain size on the mechanical properties in relation to the temperature sensitivity of yield and fracture stresses.


오스테나이트계 Fe-18Cr-10Mn-N-C 합금의 연성-취성 천이 거동에 미치는 결정립 크기의 영향

이 상인, 이 승용, 남 승훈1, 황 병철†
서울과학기술대학교 신소재공학과
1한국표준과학연구원 산업측정표준본부

초록


    Ministry of Science, ICT and Future Planning
    NRF-2014M3C1A804884

    1서 론

    오스테나이트계 Fe-Cr-Mn-N 합금은 질소 첨가에 의해 연성이나 인성의 큰 저하 없이 강도와 내식성이 향상되 는 것으로 알려져 기능성 구조재료로 많은 관심을 받고 있다.1-3) 그러나 일정량 이상(0.4 wt.%)의 질소 첨가를 위해서는 가압 유도용해(pressurized vaccum induction melting, PVIM)나 가압 전해 슬래그 재용해(pressurized electro slag remelting, PESR)과 같은 고가의 설비가 요 구되며, 복잡한 제조 공정을 거쳐야 하기 때문에 이들 재료의 상용화에는 많은 어려움이 있는 실정이다. 최근 가압 공정을 거치지 않고 고강도와 내식성, 내마모성, 저 온인성 등의 다양한 특성을 얻기 위하여 오스테나이트 계 Fe-Cr-Mn-N 합금에 탄소를 추가적으로 첨가한 오스 테나이트계 Fe-Cr-Mn-N-C 합금에 대한 연구가 활발히 진행되고 있다.4-10)

    오스테나이트계 Fe-Cr-Mn 합금에서 질소와 탄소의 복 합 첨가는 오스테나이트 상을 효과적으로 안정화시킬 뿐 만 아니라 각 침입형 원소들의 용해도를 증가시키기 때 문에 가압 공정을 거치지 않고도 안정된 오스테나이트 기지 조직을 확보할 수 있으며, 두 침입형 원소의 함량 이나 비에 따라 강도, 연성, 내식성, 내마모성 등의 다 양한 물성을 얻을 수 있는 장점이 있다.6-10) 또한 질소 와 탄소의 복합 첨가는 질소나 탄소의 단독 첨가에 비 해 자유전자의 농도를 크게 높여 원자 간의 금속성 결 합을 강화시킴으로써 강도와 소성을 증가시키며, 치환형 용질 원자의 분포를 보다 균일하게 하고, 단범위 규칙 (short range ordering)을 일으켜 오스테나이트 상의 열역 학적 안정도를 향상시키는 것으로 알려져 있다. 따라서 오스테나이트계 Fe-Cr-Mn-N-C 합금은 고질소강(highnitrogen steel)으로 잘 알려진 오스테나이트계 Fe-Cr-Mn- N 합금을 대체할 수 있는 새로운 합금 소재로 주목 받 고 있다.6,7,10)

    일반적으로 금속 재료는 결정립 크기가 작아짐에 따라 연성-취성 천이 온도(ductile-brittle transition temperature, 이하 DBTT)가 낮아지기 때문에 이를 통해 보다 저온 에서 사용될 수 있는 금속 재료를 개발하기 위한 연구 가 꾸준히 진행되고 있다.11-13) 그 중 오스테나이트계 Fe- Cr-Mn-N-C 합금은 연성-취성 천이(ductile-brittle transition) 거동이 나타나지 않는 입방정(face-centered cubic, 이하 FCC) 구조를 가지고 있지만, 높은 함량의 질소와 탄소 첨가시 저온에서 비정상적인 취성 파괴 형태가 종종 나 타나 저온 분야에서 응용되는데 한계가 있는 실정이다. 그 러나 오스테나이트계 Fe-Cr-Mn-N-C 합금의 경우 결정립 크기가 저온 취성 파괴나 연성-취성 천이 거동에 미치 는 영향에 대한 연구는 거의 없는 실정이다. 따라서 본 연구에서는 질소와 탄소가 복합 첨가된 두 오스테나이 트계 Fe-Cr-Mn-N-C 합금에 대하여 열처리 온도를 달리 하여 결정립 크기가 다른 시편들을 제조한 후 온도에 따 른 충격 시험을 실시하고, 파면 조사를 통해 이들 합금 의 저온 파괴 형태와 연성-취성 천이 거동에 미치는 결 정립 크기의 영향을 고찰해 보았다.

    2실험 방법

    본 연구에서 사용된 재료는 질소와 탄소가 첨가된 2 종류의 오스테나이트계 Fe-18Cr-10Mn-0.4N-C 합금이 며, 이들의 자세한 화학조성을 Table 1에 나타내었다. 두 합금의 화학조성을 비교해 보면, 질소 함량은 0.4 wt.% 정도로 거의 같고, 0.4N-0.6C 합금은 0.4N-0.4C 합금에 비해 탄소 함량이 0.2 wt.% 더 높다. 이들 합금은 대기 압 하에서 진공 유도용해로를 이용하여 제조한 후 900 ℃ 이상에서 12 mm 두께의 판재로 열간 압연하였다. 압연 후 결정립 크기가 다른 균일한 오스테나이트 단상 조직 을 얻기 위하여 열역학 계산 결과를 토대로 적절한 온 도를 설정한 후 1 시간 동안 용체화 처리(solution treatment) 하였다. 이들 시편들의 미세조직을 HCl 30 ml + HNO3 20 ml + Ethanol 50 ml 용액으로 에칭한 후 광학 현미경으로 관찰한 결과를 Fig. 1에 나타내었다. 미세조 직 분석 결과 용체화 처리 온도가 높아짐에 따라 결정 립 크기가 증가되었으며, 어닐링 쌍정(annealing twin)을 포함한 오스테나이트 단상 조직이 잘 형성됨을 확인하 였다.

    온도에 따른 연성-취성 천이 거동을 평가하기 위하여ASTM E23 시험법에 따라 10 × 10 × 55 mm의 표준 샤 르피 충격(Charpy impact) 시편으로 가공한 후 −196 ℃ ~ +100 ℃의 온도 범위에서 충격 시험을 실시하였다. 충 격 시험 후 다양한 온도에서 파괴된 시편의 파면을 저 배율 현미경과 주사전자 현미경(scanning electron microscopy, 이하 SEM)으로 관찰하였다. 또한 결정립 크기 변 화에 따른 연성-취성 천이 거동을 항복 응력의 온도 의 존성 관점에서 해석하기 위하여 −196 ℃, −120 ℃, −50 ℃, +20 ℃ (상온)의 다양한 온도에서 인장 시험을 실시 하였다. 인장 시험은 ASTM E8 표준 시험법에 따라 판 재 압연 방향의 수직 방향으로 sub-size 봉상 시편(표점 거리: 25.4 mm, 직경: 6.3 mm)을 가공한 후 10톤 용량 의 만능 시험기를 이용하여 2.0 mm/min의 시험 속도로 실시하였다.

    3결과 및 고찰

    결정립 크기에 따른 상온 인장 시험 결과를 보면(Table 1), 두 합금 모두 작은 결정립 크기를 갖는 시편의 항 복 및 인장 강도가 더 높다. 일반적으로 오스테나이트 계 합금의 경우 결정립계가 강도 향상에 효과적이지 못 하지만, 질소나 탄소의 첨가는 오스테나이트의 결정립계 를 강화시켜 결정립 미세화에 의한 강도 향상에 기여하 는 것으로 알려져 있다.1-5) 실제로 오스테나이트 결정립 크기가 강도에 미치는 영향은 페라이트 결정립 크기가 강도에 미치는 영향의 절반 정도이며, 질소나 탄소 함 량의 증가에 따라 결정립 미세화에 의한 강도 증가 효 과가 조금씩 커지는 것으로 보고되어 있다.1,2)

    시험 온도에 따른 두 합금의 충격 에너지와 파단된 충 격 시편의 사진을 Fig. 2와 Fig. 3에 각각 나타내었다. 일부 시편들의 경우 상부 흡수에너지 영역이 뚜렷하게 나타나지 않지만, 모든 시편들은 시험 온도가 낮아짐에 따라 충격 에너지가 감소하는 전형적인 연성-취성 천이 거동을 나타내었다. 이는 오스테나이트계 Fe-Cr-Mn-NC 합금의 경우 낮은 온도에서 에너지의 흡수가 거의 없 는 취성 파괴가 일어났음을 의미한다. 이러한 현상은 오 스테나이트계 고질소강에서도 자주 관찰되었는데, 이들의 취성 파괴 기구에 대해서는 슬립 밴드(slip band), 쌍정 층상(twin lamella)의 파괴, 강한 평면 소성유동(planar plastic flow), 변형 쌍정(deformation twin)의 교차, α’- 마르텐사이트(martensite)의 형성 등 다양한 이론들이 제 시되어 있다.10,14-17)

    시험 온도에 따른 충격 에너지의 변화를 보면, 0.4N- 0.4C 합금의 경우 온도가 낮아짐에 따라 충격 에너지가 다소 서서히 감소하는 반면, 0.4N-0.6C 합금은 온도에 따 른 충격 에너지의 변화가 상대적으로 급격하였다. 또한 0.4N-0.4C 합금은 −30 ℃의 저온에서 50 J 이상의 높은 충격 에너지를 갖지만, 0.4N-0.6C 합금의 충격 에너지는 50 J 이하로 보다 낮았다. 한편 결정립 크기에 따른 충 격 에너지를 살펴보면, 결정립 크기가 작을 경우 대부 분의 온도에서 충격 에너지가 상대적으로 낮아 작은 결 정립 크기를 갖는 시편들의 DBTT가 오히려 높게 나타 났다. 구체적으로 −30 ℃의 저온에서 시편들의 충격 에 너지를 비교해 보면, 두 합금 모두 작은 결정립을 갖는 시편들의 충격 에너지가 보다 낮은 것을 알 수 있다. 이 는 질소나 탄소의 첨가에 의한 결정립계 강화가 결정립 크기 감소에 의한 강도 향상에는 기여하지만, 충격 에 너지의 향상에는 효과적이지 못할 수 있음을 의미한다.

    한편 시편들의 파면 양상을 보면(Fig. 3), 모든 시편들 의 경우 −196 ℃의 낮은 온도에서 충격 시편의 변형이 거의 없었다. 그러나 큰 결정립을 갖는 0.4N-0.4C 시편 의 경우 −150 ℃의 매우 낮은 온도에서부터 shear lip(화 살표 표시)이 나타나기 시작하여 온도가 높아짐에 따라 전단 파괴 영역이 확대되었다. 또한 저온에서 파괴된 시 편들을 관찰해 보면, 0.4N-0.4C 합금의 파면은 딤플들 (dimples)이 형성되는 연성 파괴 양상이 많아 어둡게 나 타나는 반면, 0.4N-0.6C 합금의 파면은 취성 파괴 양상 에서 나타나는 편평한 파면들로 인해 빛이 반사되어 다 소 빤짝이는 모습을 보였다. 상온 이상에서는 두 합금 의 시편들 모두 소성 변형이 매우 큰 연성 파괴를 나 타내었다. 큰 결정립 크기를 갖는 시편들의 경우 보다 낮은 온도에서부터 shear lip이 나타나기 시작하였으며, 같은 온도에서 보다 많은 전단 파괴 영역이 관찰되었다.

    두 오스테나이트계 Fe-18Cr-10Mn-N-C 합금에 대하여 −196 ℃, −60 ℃, +20 ℃에서 충격 시험으로 파괴된 시 편들의 SEM 파면 사진을 Fig. 4와 Fig. 5에 나타내었 다. 상온에서 0.4N-0.4C 합금은 미소 공동(microvoid)의 형성과 합체에 의해 크고 작은 딤플들이 복합적으로 형 성된 섬유상 형태(fibrous)의 전형적인 연성 파괴를 나타 낸 반면, 0.4N-0.6C 합금은 연성 파괴 형태와 함께 큰 균 열들이 일부 관찰되었다. 저온에서의 파면을 살펴보면, 0.4N-0.4C 합금의 경우 −60 ℃의 시편에서는 미세한 딤 플들이 여전히 많이 형성되어 있지만 균열들이 일부 형 성되기 시작하며, −196 ℃에서는 딤플들과 함께 큰 균열 들이 많이 관찰되었다. 실제로 −196 ℃에서는 평평한 면 들이 많이 관찰되는데, 이들 면에서는 전형적인 취성 파 괴 벽개면에서 주로 관찰되는 river pattern이나 tongue 등이 거의 나타나지 않고, 벽개 파괴와 유사한 입내 (transgranular) 형태의 유사 벽개(cleavage-like) 파괴를 나타내었다.15-18) 또한 이러한 0.4N-0.4C 합금의 경우 작 은 결정립을 갖는 시편에서는 균열들이 보다 많이 형성 되어 충격 에너지의 감소에 영향을 준 것으로 생각된 다. 한편 0.4N-0.6C 합금의 경우 −60 ℃와 −196 ℃에서 파괴된 시편들의 파면에서는 결정립 크기에 관계없이 입 계(intergranular) 형태의 취성 파괴가 뚜렷하게 관찰되었 다. 이러한 파면 조사를 통해서 시험 온도가 낮아짐에 따라 충격 에너지가 낮아지고, 두 합금의 성분이나 결 정립 크기에 따라 충격 에너지가 변화되는 양상을 이해 할 수 있다.

    오스테나이트계 Fe-18Cr-10Mn-N-C 합금에서 결정립 크기가 연성-취성 천이 거동에 미치는 영향을 Fig. 6에 도식적으로 나타내었다. 이에 따르면 일반적으로 DBTT 는 항복 응력(yield stress)과 파괴 응력(fracture stress)이 교차되는 곳에서의 온도로 결정된다.11-13,17) 금속의 파괴 응력은 온도의 영향을 거의 받지 않으므로 항복 응력의 온도 의존성이 DBTT 변화에 큰 영향을 미친다. 일반적 으로 FCC 구조를 갖는 금속은 넓은 전위 폭(dislocation width)을 가지고 있어 Peierls stress가 매우 작기 때문에 실선과 같이 항복 응력의 온도 의존성이 거의 나타나지 않아 DBTT가 존재하지 않는다.11,12) 그러나 오스테나이 트계 Fe-Cr-Mn 합금에 질소나 탄소가 첨가되는 경우 온 도에 따라 ‘a’ 크기만큼 항복 및 파괴 응력이 증가되어 A 점에서 DBTT가 나타날 수 있다.19) 이와 함께 결정 립 크기가 작아질 경우 항복 및 파괴 응력이 ‘b’ 크기 만큼 증가되어 DBTT가 보다 높아질 수 있다. 시험 온 도에 따른 항복 응력의 변화를 나타낸 Table 2를 보면, 작은 결정립을 갖는 시편의 경우 온도 감소에 따른 항 복 응력의 증가가 상대적으로 큰 것을 확인할 수 있다. 이러한 기구를 통해 본 연구에서 제조된 오스테나이트 계 Fe-Cr-Mn-N-C 합금의 경우 결정립 크기가 작아짐에 도 불구하고 DBTT가 증가되는 경향을 설명할 수 있다.

    실제로 페라이트계 강의 경우에는 결정립 크기가 작아 질 때 항복 응력보다 파괴 응력의 증가가 상대적으로 크 기 때문에 DBTT가 낮아지는 것으로 잘 알려져 있지만, 고질소 오스테나이트 합금에서는 결정립 크기의 감소가 DBTT에 거의 영향을 미치지 않거나 오히려 증가시키는 것으로 일부 보고되었다.19-21) Tomota 등에 따르면 Mo, Be, Mg, Al-Zn과 같은 몇몇 합금에서 이러한 결정립 크 기의 감소가 DBTT를 증가시키는 것으로 확인되었다.20) 이와 같이 오스테나이트계 Fe-Cr-Mn-N-C 합금에서 결정 립 크기 감소는 강도를 증가시키긴 하지만, DBTT를 높 여 충격 인성에 부정적인 영향을 미치기 때문에 이들 합 금의 인장 및 충격 특성을 동시에 향상시키기 위해서는 결정립 크기의 영향에 대한 신중한 검토가 필요할 것으 로 생각된다.

    4결 론

    본 연구에서 제조된 질소와 탄소가 복합 첨가된 두 오 스테나이트계 Fe-18Cr-10Mn-N-C 합금은 결정립 크기에 관계없이 저온에서 발생된 비정상적인 취성 파괴로 인 하여 모두 연성-취성 천이 거동을 나타내었다. 오스테나 이트계 Fe-18Cr-10Mn-N-C 합금에서 결정립 크기의 감 소는 강도를 증가시키지만, 충격 에너지의 향상에는 효 과적이지 못하였다. 실제로 결정립 크기의 감소는 항복 응력의 온도 의존성을 증가시켜 DBTT를 높임으로써 충 격 인성에 부정적인 영향을 미쳤다. 따라서 질소와 탄 소가 복합 첨가된 오스테나이트계 Fe-18Cr-10Mn-N-C 합 금의 인장 및 충격 특성을 동시에 향상시키기 위해서는 온도에 따른 항복 및 파괴 응력의 변화 관점에서 기계 적 특성에 미치는 결정립 크기의 영향에 대한 보다 체 계적인 연구가 필요할 것으로 생각된다.

    Figure

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    Optical micrographs of the austenitic Fe-18Cr-10Mn-N-C alloys with different grain sizes; (a) and (b) 0.4N-0.4C alloy specimens solution-treated at 1,100 ℃ and 1,250 ℃, respectively, and (c) and (d) 0.4N-0.6C alloy specimens solution-treated at 1,200 ℃ and 1,250 ℃, respectively, for 1 h.

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    Charpy impact energy plotted as a fuction of test temperature for the austenitic Fe-18Cr-10Mn-N-C alloys with different grain sizes; (a) 0.4N-0.4C alloy specimens and (b) 0.4N-0.6C alloy specimens.

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    Overall fracture appearances of the Charpy impact specimens fractured at various temperatures for the austenitic Fe-18Cr-10Mn- N-C alloys; (a) and (b) 0.4N-0.4C alloy specimens with smaller and larger grain sizes, respectively, and (c) and (d) 0.4N-0.6C alloy specimens with smaller and larger grain sizes, respectively.

    MRSK-25-559_F4.gif

    SEM fractographs of the Charpy impact specimens fractured at -196 ℃, -60 ℃, and +20 ℃ (room temperature) for the (a)-(c) 0.4N- 0.4C alloy specimen with smaller grain size (d)-(f) 0.4N-0.4C alloy specimen with larger grain size. White arrows indicate cracking.

    MRSK-25-559_F5.gif

    SEM fractographs of the Charpy impact specimens fractured at -196 ℃, -60 ℃, and +20 ℃ (room temperature) for the (a)-(c) 0.4N- 0.6C alloy specimen with smaller grain size (d)-(f) 0.4N-0.6C alloy specimen with larger grain size. White arrows indicate cracking.

    MRSK-25-559_F6.gif

    Schematic illustration showing the temperature dependence of yield and fracture stresses for the austenitic Fe-18Cr-10Mn-NC alloys to determine ductile-brittle transition temperature. The ‘a’ and ‘b’ directions indicate an increase in yield and fractrue stresses resulting from temperature sensitivity and grain refinement, respectively.

    Table

    Chemical composition, annealing temperature, grain size, and room-temperature tensile properties of the austenitic Fe-18Cr-10Mn- N-C alloy specimens.

    Temperature dependence of yield stress of the austenitic Fe-18Cr-10Mn-N-C alloy specimens with different grain sizes.

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