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ISSN : 1225-0562(Print)
ISSN : 2287-7258(Online)
Korean Journal of Materials Research Vol.25 No.11 pp.583-589
DOI : https://doi.org/10.3740/MRSK.2015.25.11.583

Effect of Microstructural Factors on Room- and Low-Temperature Impact Toughness of Hypoeutectoid Steels with Ferrite-Pearlite Structure

Seung-Yong Lee, Sang-Woo Jeong, Byoungchul Hwang†
Department of Materials Science and Engineering, Seoul National University of Science and Technology, Seoul 139-743, Korea
Corresponding author bhwang@seoultech.ac.kr(B. Hwang, Seoul Nat’l Univ. of Sci. and Tech.)
September 7, 2015 September 9, 2015 September 9, 2015

Abstract

This paper presents a study on the room- and low-temperature impact toughness of hypoeutectoid steels with ferritepearlite structures. Six kinds of hypoeutectoid steel specimens were fabricated by varying the carbon content and austenitizing temperature to investigate the effect of microstructural factors such as pearlite volume fraction, interlamellar spacing, and cementite thickness on the impact toughness. The pearlite volume fraction usually increased with increasing carbon content and austenitizing temperature, while the pearlite interlamellar spacing and cementite thickness mostly decreased with increasing carbon content and austenitizing temperature. The 30C steel with medium pearlite volume fraction and higher manganese content, on the other hand, even though it had a higher volume fraction of pearlite than did the 20C steel, showed a better low-temperature toughness due to its having the lowest ductile-brittle transition temperature. This is because various microstructural factors in addition to the pearlite volume fraction largely affect the ductile-brittle transition temperature and lowtemperature toughness of hypoeutectoid steels with ferrite-pearlite structure. In order to improve the room- and low-temperature impact toughness of hypoeutectoid steels with different ferrite-pearlite structures, therefore, more systematic studies are required to understand the effects of various microstructural factors on impact toughness, with a viewpoint of ductile-brittle transition temperature.


페라이트-펄라이트 조직 아공석강의 상온 및 저온 충격 인성에 미치는 미세조직적 인자의 영향

이 승용, 정 상우, 황 병철†
서울과학기술대학교 신소재공학과

초록


    1.서 론

    비조질강(non-heat-treated steel)은 단조 후 또는 기계 가공 전 저온 연화, 구상화 열처리, 조질 처리(quenchingtempering) 등과 같은 별도의 열처리 공정을 통해 기계 부품의 강도를 제어하던 기존의 방식을 벗어나 합금 설 계, 제어 압연 및 냉각 등을 통해 부품의 강도를 확보 할 수 있도록 개발된 강이다. 이들 강은 1970년대 초 독 일에서 처음 개발된 후 제 2차 오일쇼크를 거치면서 원 가 절감 및 생산성을 인정 받기 시작하여 관련 연구가 꾸준히 진행하고 있다.1-4) 최근 비조질강의 사용 범위를 확대하고, 차량 및 구조용 부품의 내구성을 증대 시키 기 위하여 강도 뿐만 아니라 인성 향상에 대한 요구가 크게 증가되고 있다. 그러나 일반적으로 제조되고 있는 비조질강의 경우 미세조직이 주로 베이나이트 또는 마 르텐사이트로 구성되어 있어 최종적인 기계 부품의 충 격 인성이 낮아 그 사용 범위를 확대시키는데 어려움이 있는 실정이다. 따라서 비조질강의 미세조직을 페라이트 -펄라이트로 구성되도록 제조하면서 강도와 인성을 동시 에 확보하기 위해 펄라이트의 미세조직 제어나 합금 설 계에 대한 연구가 활발히 진행되고 있다. 실제로 페라 이트-펄라이트 조직은 합금 조성과 열처리 조건에 따른 미세조직적 인자에 의해 물리적 및 기계적 특성이 다양 하게 변하는 특징이 있다.

    일반적으로 페라이트-펄라이트 조직을 갖는 아공석강의 경우 탄소 함량이 높아질수록 펄라이트의 분율이 증가 하면서 인장 및 항복 강도는 증가하고, 연성과 충격 에 너지는 감소한다.5-9) 또한 탄소 함량의 증가에 따라 연 성-취성 천이 온도(ductile-brittle transition temperature, 이하 DBTT)가 높아지는데 이는 펄라이트 분율 증가에 따라 취약한 세멘타이트의 수가 증가하기 때문이다.6,7,9) 실제로 페라이트-펄라이트 조직의 아공석강은 펄라이트에 존재하는 세멘타이트의 내부나 경계에서 균열이나 미소 공동(microvoid)이 쉽게 발생함으로써 연성과 인성이 감 소하여 연성 또는 취성 형태로 최종적인 파단에 이른다.

    한편 펄라이트 분율은 탄소 함량에 크게 의존하지만, 탄소 함량이 고정된 경우 구 오스테나이트 크기(prior austenite grain size)와 등온변태 온도(isothermal transformation temperature) 등에 따라 달라질 수 있는데, 이 는 초석 페라이트의 핵생성 자리와 속도,10) 과냉도5,11,12) 등에 영향을 주기 때문이다. 본 연구에서는 아공석 조 성 범위의 탄소 함량과 오스테나이트화 온도(austenitizing temperature, 이하 AT)를 변화시켜 다양한 종류의 시편 들을 제조한 후 여러 온도에서의 충격 시험을 통해 페 라이트-펄라이트 조직의 충격 인성에 미치는 미세조직적 인자의 영향을 고찰해 보았다.

    2.실험 방법

    본 연구에서 사용된 재료는 다른 탄소 함량을 갖는 3 종류의 합금들을 15 mm 두께로 열간 압연한 판재이며, 이들의 자세한 화학조성을 Table 1에 나타내었다. 압연 후 오스테나이트 결정립 크기에 대한 펄라이트 분율의 변화를 알아보기 위하여 950 °C, 1,100 °C 온도에서 10 분간 오스테나이트화 처리한 다음 600 °C에서 10분간 등 온변태 후 공랭하였다. 이들 시편들의 미세조직은 L-S (longitudinal-short transverse) 면에 대하여 2 % 나이탈 (nital) 용액으로 에칭하여 광학현미경으로 관찰한 후 영 상 분석기(image analyzer)를 이용하여 펄라이트 분율을 측정하였으며, 펄라이트 층상간격(interlamellar spacing)은 주사전자 현미경(scanning electron microscopy, 이하 SEM)으로 관찰하였다. 또한 세멘타이트 두께는 아래 식 13)을 통해 계산하였다.

    t c = S 0 0.15 wt .% C V P

    여기서 tc는 세멘타이트 두께, S0는 층상간격, VP는 측 정된 펄라이트 분율, (wt.% C)는 시편의 탄소 함량을 의 미한다.

    충격 시험은 ASTM E23 시험법에 따라 L-T(longitudinal- transverse) 방향의 10 × 10 × 55 mm의 표준 샤르피 충격(standard Charpy V-notch) 시편으로 가공한 후 상 온(+20 °C)과 저온(–20 °C)에서 실시하였다. 추가적으로 950 °C에서 오스테나이트화 처리된 시편들의 연성-취성 천 이 거동을 조사하기 위하여 –100 ~ +200 °C의 온도 범 위에서 시험을 실시하였으며, hyperbolic tangent 피팅을 통해 상부 흡수 에너지와 하부 흡수 에너지의 평균에 해 당되는 에너지를 가지는 온도로 결정하였다. 충격 시험 후 –100 °C, 0 °C, +50 °C, +100 °C에서 파괴된 시편의 파면을 SEM으로 관찰하였다.

    3.결과 및 고찰

    일반적으로 아공석강의 초석 페라이트 분율은 동일 열 처리 조건에서 탄소 함량이 증가할수록 감소한다. 또한 오스테나이트화 온도가 높아질수록 오스테나이트 결정립 조대화에 따른 초석 페라이트의 핵생성 자리인 오스테 나이트 입계가 감소함에 따라 초석 페라이트 분율이 감 소하며, 페라이트 결정립도 조대화된다.5) Fig. 1을 보면, 모든 시편들은 전형적인 페라이트-펄라이트 조직을 가지 며, 오스테나이트화 온도가 높은 시편들은 초석 페라이 트 분율이 낮은 대신 펄라이트 분율이 대체로 높으며, 초석 페라이트 결정립이 크다. 탄소 함량에 따른 펄라 이트 분율을 Fig. 2에 나타내었다. 탄소 함량이 증가할 수록 펄라이트 분율은 증가하지만, 20C와 30C시편들에 서 오스테나이트화 온도에 따른 펄라이트 분율 차이는 크지 않으며, 특히 20C 시편은 지렛대 법칙(lever rule) 에 의해 계산된 분율과 거의 같았다. 이는 아공석 조성 에서 탄소 함량이 감소함에 따라 오스테나이트화 온도 와 등온변태 온도에 따른 펄라이트의 변태 의존성이 감 소하기 때문이다.

    시편들의 펄라이트 층상간격을 보여주는 SEM 미세조 직을 Fig. 3에 나타내고, 탄소 함량과 오스테나이트화 온 도에 따른 펄라이트 층상간격 및 세멘타이트 두께 변화 를 Table 2에 정리하였다. 탄소 함량이 증가할수록 층상 간격과 세멘타이트 두께는 미세해진다. 이러한 결과는 Cheetham14)에 의해 탄소 함량이 증가하면 펄라이트 층 상간격의 등온변태 온도 의존성이 커지고, 따라서 펄라 이트의 성장속도가 증가하기 때문에 미세해진다는 보고 와 일치한다. 또한 오스테나이트화 온도 증가에 따라서도 펄라이트 층상간격과 세멘타이트 두께가 다소 미세해지 는 경향을 보인다. 이에 대해 Lewandowski15)와 Hyzak16) 은 층상간격이 등온변태 온도에 주된 영향을 받으나 구 오스테나이트 크기도 간접적인 영향을 줄 수 있다고 하 였다. Pickering17)은 펄라이트 형성 도중에 해방된 열 때 문에 시편의 등온변태 온도가 다소 증가하는데, 이러한 열 발생에 의한 등온변태 온도의 증가는 오스테나이트 결정립 크기가 클수록 감소하기 때문에 오스테나이트화 온도가 높을수록 낮은 등온변태 온도에 의해 층상간격 이 미세해진다고 보고하였다.

    한편 20C시편의 세멘타이트 두께는 30C나 45C시편에 비해 2배 정도 크다. 이는 낮은 탄소 함량에 따른 등온 변태 온도 의존성의 감소로 과냉이 크지 않아 펄라이트 내부의 탄소 함량이 거의 변하지 않고 공석 조성의 탄 소 함량을 그대로 가지고 있기 때문에 지렛대 법칙에 의 한 층상간격과 세멘타이트 두께 비(7~8 : 1)를 갖는 것으 로 생각된다. 반면 30C와 45C 시편들은 등온변태 시 과 냉이 크게 발생하여 펄라이트 분율이 크게 증가되면서 펄라이트 내 탄소 함량이 감소함에 따라 세멘타이트 두 께가 크게 감소하였다. 이에 대해 Gladman9)은 등온변태 온도 또는 합금원소에 의해 공석조성이 변화하여 평형 펄라이트 분율보다 증가되는 경우 펄라이트가 dilute되었 다고 하여 이를 ‘dilute pearlite’로 명명하였다.

    아공석강 시편들의 시험 온도에 따른 충격 에너지를 Fig. 4에 나타내었다. 본 연구에서 20C와 30C 시편들은 시험온도 +50 °C, 45C 시편은 +100 °C 이상부터 상부 흡수 에너지 영역이 뚜렷하게 나타나며, 시험 온도가 낮 아짐에 따라 충격 에너지가 감소하는 전형적인 연성-취 성 천이 거동을 나타내었다.6,7) 그러나 20C, 30C, 45C 시편들의 천이 온도는 각각 +12, –11, +23 °C로 30C 시 편의 천이 온도가 가장 낮아 일반적인 연구결과와 차이 를 나타낸다.

    오스테나이트화 온도 변화에 따른 시편들의 상온 및 저 온 충격 에너지를 Fig. 5에 나타내었다. 상온에서 시험 된 시편들은 탄소 함량 증가에 따른 펄라이트 분율의 증 가로 충격 에너지가 대체로 감소하며, 오스테나이트화 온 도에 따라 다소 차이를 나타내었다. 저온에서 시험된 시 편들은 20C와 45C 시편들의 경우 하부 흡수 에너지 영 역에 가까워 충격 에너지가 20 J 이하로 매우 낮았다. 그 러나 30C 시편은 연성과 취성 파괴가 동시에 발생하는 천이 영역에 포함되어 상대적으로 높은 충격 에너지를 나타내었다. 또한 저온에서 시험된 시편들의 경우 낮은 오스테나이트화 온도에서 열처리된 시편들은 결정립 크 기가 상대적으로 작기 때문에 벽개 균열의 전파를 효과 적으로 방해하여 보다 높은 흡수 에너지를 나타낸다.

    각 시편들에 대하여 –100 °C, 0 °C, +50 °C, +100 °C에 서 충격 시험으로 파괴된 시편들의 SEM 파면 사진을 Fig. 6에 나타내었다. –100 °C에서는 모두 전형적인 취 성 파괴 벽개면에서 주로 나타나는 강 무늬(river pattern) 가 관찰되었다. 시험 온도 증가에 따라 0 °C에서 20C와 45C 시편들은 여전히 취성 파괴가 주요한 파괴 모드인 반면, 30C 시편은 크고 작은 딤플들(dimples)이 복합적 으로 형성되는 섬유상(fibrous) 형태의 전형적인 연성 파 괴가 상당 부분 발생하였다. 45C 시편은 +50 °C에서도 여전히 취성 파괴면이 관찰되고 있으나 20C와 30C 시 편들은 대부분 연성 파괴가 발생하였다. 한편 +100 °C에 서 모든 시편들은 미소 공동의 생성과 합체(coalescence) 현상으로 일어나는 연성 파괴가 발생하였다.18)

    온도에 따른 충격 에너지와 파면 관찰 결과를 보면(Fig. 4, Fig. 6), 30C 시편은 20C 시편보다 높은 펄라이트 분 율에도 불구하고 가장 낮은 DBTT를 나타낸다. 이는 앞 서 언급한 탄소 함량 증가에 기인한 펄라이트 분율 증 가가 취약한 세멘타이트의 수를 증가시켜 DBTT를 증가 시킨다는 기존의 연구 결과와 일치하지 않는다. 여러 연 구자들에 의해 계산된 탄소강의 DBTT 예측 식들을 Table 3에 나타내었다. Krauss19)와 Hyzak16)는 공석 조성에서 구 오스테나이트 크기와 펄라이트 내부의 미세조직적 인 자인 펄라이트 콜로니(colony), 층상간격을 이용해 DBTT 를 계산한 바 있다. 또한 아공석 조성에서 Pickering8)과 Gladman9)은 펄라이트 분율, 초석 페라이트 결정립 크 기, 펄라이트 콜로니, 층상간격, 세멘타이트 두께, 합금 원소를 고려한 DBTT 식을 제안하였다. 이는 페라이트 -펄라이트 조직을 갖는 아공석강의 경우 충격 인성과 DBTT가 탄소 함량에 따른 펄라이트 분율 뿐만 아니라 다른 미세조직적 인자들에도 크게 의존함을 의미한다.

    이상의 연구 결과에서 오스테나이트화 온도 증가에 따 라 모든 시편은 상온과 저온에서 충격 에너지가 감소하 였고, 20C와 30C 시편들은 펄라이트 분율이 3 % 이하 로 거의 변하지 않았음에도 45C 시편보다 충격 에너지 가 크게 감소하였다. Gladman9)은 아공석강의 DBTT에 영향을 끼치는 여러 미세조직적 인자들을 초석 페라이트 내부 인자와 펄라이트 내부 인자로 구분하고, 그 인자들 에 각 상의 분율을 곱하여 펄라이트 분율 변화에 따른 각 미세조직적 인자들의 영향을 설명하였다. 한편 아공석 조성 중 극저탄소 범위에서 DBTT를 계산한 Pickering8) 의 식에서는 펄라이트 분율보다 초석 페라이트 결정립 도의 영향력이 더 크게 나타난다. 따라서 20C 시편 같 이 초석 페라이트가 주 조직인 경우 초석 페라이트의 결 정립 조대화가 펄라이트 내부 인자들보다 큰 영향을 끼 쳐 충격 인성이 크게 감소했고, 저온에서는 펄라이트 내 부에 세멘타이트 파괴로 인한 균열보다는 초석 페라이 트의 벽개 파괴가 충격 인성 감소에 더 크게 작용하였 음을 의미한다. 또한 45C 시편은 초석 페라이트의 결정 립 조대화 영향 보다는 펄라이트 내부 인자들의 영향이 크게 작용하였으나 본 연구에서 시험한 상온과 저온 모 두 하부 흡수 에너지 영역에 가깝기 때문에 온도에 따 른 미세조직적 인자들의 영향이 미비하였다. 한편 30C 시편은 앞선 미세조직적 인자들의 변화를 고려함과 동 시에 높은 Mn 첨가로 인한 펄라이트 콜로니 미세화와 pearlite dilution factor 증가9)가 DBTT를 낮추어 상온과 저온에서의 충격 인성이 향상된 것으로 생각된다.

    4.결 론

    본 연구에서는 페라이트-펄라이트 조직의 아공석강의 탄 소 함량과 오스테나이트화 온도를 변화시켜 상온 및 저 온 충격 인성에 미치는 미세조직적 인자의 영향을 고찰 하였다. 제조된 시편들의 펄라이트 분율은 탄소 함량의 증가에 따라 펄라이트 분율이 증가하고, 등온변태 온도 의존성이 커져 지렛대 법칙에 의한 평형 펄라이트 분율 보다 크게 증가하였다. 오스테나이트화 온도 증가에 따 른 펄라이트 분율 변화 또한 탄소 함량에 의존하는 경 향을 보였다. 한편 30C 시편은 20C 시편보다 펄라이트 분율이 높음에도 불구하고 저온에서 높은 충격 인성과 가장 낮은 연성-취성 천이 온도를 나타내었다. 이는 저 온 충격 인성이 단순히 펄라이트 분율의 증가만으로 설 명될 수 없으며, 다른 미세조직적 인자들의 영향이 고 려되어야 함을 의미한다. 또한 탄소 함량과 오스테나이 트화 온도에 따른 펄라이트 분율 변화에 의존하여 각각 의 미세조직적 인자들의 영향력이 변하기 때문에 페라 이트-펄라이트 조직을 갖는 아공석강의 충격 인성을 최 대화 하기 위해서 탄소 함량, 합금원소, 제조 조건에 대 한 보다 체계적인 접근이 필요할 것으로 생각된다.

    Figure

    MRSK-25-583_F1.gif

    Optical microstructure of the hypoeutectoid steel specimens austenitized at (a)-(c) 950 °C and (d)-(f) 1,100 °C for the (a) and (d) 20C, (b) and (e) 30C, and (c) and (f) 45C steels.

    MRSK-25-583_F2.gif

    Pearlite volume fraction plotted as a function of carbon content for the hypoeutectoid steel specimens with varying austenitizing temperature.

    MRSK-25-583_F3.gif

    SEM microstructure of the hypoeutectoid steel specimens austenitized at (a)-(c) 950 °C and (d)-(f) 1,100 °C for the (a) and (d) 20C, (b) and (e) 30C, and (c) and (f) 45C steels.

    MRSK-25-583_F4.gif

    Charpy impact energy plotted as a function of test temperature for the hypoeutectoid steels austenitized at 950 °C.

    MRSK-25-583_F5.gif

    Charpy impact energy of the hypoeutectoid steel specimens tested at (a) +20 °C and (b) –20 °C.

    MRSK-25-583_F6.gif

    SEM fractographs of the Charpy impact specimens fractured at –100 °C, 0 °C, +50 °C, and +100 °C for the hypoeutectoid steels.

    Table

    Chemical composition of the hypoeutectoid steels with ferrite-pearlite structure.

    Pearlite volume fraction and interlamellar spacing, and cementite thickness of the hypoeutectoid steel specimens with varying carbon content and austenitizing temperature.

    *Calculated by lever rule

    Ductile-brittle transition temperatures of eutectoid, ferrite-pearlite, and polygonal ferrite steels calculated by various microstructural factors.8,9,16,19)

    T : DBTT, D : prior austenite grain size fa : pro-eutectoid ferrite volume fraction, d : ferrite grain size, S : interlamellar spacing, p : pearlite colony size, t : cementite thickness

    Reference

    1. Kim H , Kang M , Bae CM , Kim HS , Lee S (2014) Metall. Mater. Trans. A, Vol.45; pp.-1294
    2. Zhuang Li , Di Wu , Wei Lu (2012) J. Iron Steel Res. Int, Vol.19; pp.-64
    3. Kim H , Kang M , Jung HJ , Kim HS , Bae CM , Lee S (2013) Mater. Sci. Eng. A, Vol.571; pp.-38
    4. Hwang BK , Jung TW , Lee YS , Choi JM , Moon YH (2010) Trans. Mater. Process, Vol.19; pp.-210
    5. Houin JP , Simon A , Beck G (1981) Trans. Iron Steel Inst. Jpn, Vol.21; pp.-726
    6. Rinebolt JA , Harris WJ (1951) Trans. Am. Soc. Met, Vol.43; pp.-1175
    7. Burns KW , Pickering FB (1964) J. Iron Steel Inst, Vol.202; pp.-899
    8. Pickering FB M Korchynsky (1977) Microalloying 75 , Union Carbide CorpNew York, pp.-9
    9. Gladman T , McIvor ID , Pickering FB (1972) J. Iron Steel Inst, Vol.210; pp.-916
    10. Howell PR (1998) Mat. Char, Vol.40; pp.-227
    11. Porter DA , Easterling KE , Sherif M (2009) Phase Transformations in Metals and Alloys , CRC Press,
    12. Christian JW (2002) The Theory of Transformations in Metals and Alloys , Newnes,
    13. Q'Donnelly BE , Reuben RL , Baker TN (1984) Met. Technol, Vol.11; pp.-45
    14. Cheetham D , Ridley N (1975) Met. Sci. J, Vol.9; pp.-411
    15. Lewandowski JJ , Thompson AW (1986) Metall. Trans. A, Vol.17; pp.-461
    16. Hyzak JM , Bernstein IM (1976) Metall. Trans. A, Vol.7; pp.-1217
    17. Pickering FB , Garbarz B (1987) Garbarz, Scripta Metall, Vol.21; pp.-249
    18. Miller LE , Smith GC (1970) J. Iron Steel Inst, Vol.208; pp.-998
    19. Krauss G (1990) Steels: Heat Treatment and Processing Principles, ASM Intl,