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ISSN : 1225-0562(Print)
ISSN : 2287-7258(Online)
Korean Journal of Materials Research Vol.31 No.3 pp.172-180
DOI : https://doi.org/10.3740/MRSK.2021.31.3.172

Corrosion Fatigue Characteristics of SUS316L Steel with Ti Undercoat using Plasma Spray Method

Chang-Suk Han†, Woo-Suk Kim
Dept. of ICT Automotive Engineering, Hoseo University, 201, Sandan7-ro, Seongmun-myeon, Dangjin City, Chungnam 31702, Republic of Korea
Corresponding author E-Mail : hancs@hoseo.edu (C. -S. Han, Hoseo Univ.)
December 29, 2020 December 29, 2020 March 12, 2021

Abstract


In this study, using the plasma spray method, tensile and compression fatigue tests are performed in saline solution to examine the effect of Ti undercoat on corrosion fatigue behavior of alumina-coated specimens. The alumina-coated material using Ti in the undercoat shows better corrosion fatigue strength than the base material in the entire stress amplitude range. Fatigue cracking of UT specimens occurs in the recess formed by grit-blasting treatment and progresses toward the base metal. Subsequently, the undercoat is destroyed at a stage where the deformation of the undercoat cannot follow the crack opening displacement. The residual stress of the UT specimen has a tensile residual stress up to about 100 μm below the surface of the base material; however, when the depth exceeds 100 μm, the residual stress becomes a compressive residual stress. In addition, the inside of the spray coating film is compressive residual stress, which contributes to improving the fatigue strength characteristics. A hardened layer due to grit-blasting treatment is formed near the surface of the UT specimen, contributing to the improvement of the fatigue strength characteristics. Since the natural potential of Ti spray coating film is slightly higher than that of the base material, it exhibits excellent corrosion resistance; however, when physiological saline intrudes, a galvanic battery is formed and the base material corrodes preferentially.



플라즈마 스프레이방법을 이용하여 Ti 언더코트를 제작한 SUS316L강의 부식피로 특성

한 창석†, 김 우석
호서대학교 자동차ICT공학과

초록


    © Materials Research Society of Korea. All rights reserved.

    This is an Open-Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution Non-Commercial License (http://creativecommons.org/licenses/by-nc/3.0) which permits unrestricted non-commercial use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.

    1.서 론

    현재 다수의 국가들이 고령화 사회를 맞이하고 있어 생 체용 대체 재료에 관심이 모아지고 있다. 이러한 생체 재료는 생체 내의 부식환경에서 20년 이상 장기간 동안 기능을 유지하는 것이 필요하며, 우수한 생체적합성, 내 식성, 내부식피로, 내마모성 등이 요구된다.1) 특히 인공 관절이나 인공잇몸 등 큰 힘이 작용하는 부위에는 스테 인리스강, 티타늄합금, Co-Cr합금 등의 금속재료가 사용 되고 있다. 그러나 금속재료는 내식성과 생체적합성면에 서 세라믹이나 고분자재료에 비해 열악하다. 그래서 최 근 생체용 금속재료의 표면을 세라믹으로 코팅함으로써 세라믹이 가지는 뛰어난 내식성, 생체적합성을 부여하는 시도가 이루어지고 있다.2) 플라즈마 스프레이방법은 세 라믹 코팅처리방법의 하나이며, 생체용 금속재료에도 이 방법의 응용이 기대되며 일부 실용화 되고 있다. 그러 나 코팅처리에 의한 부식피로강도의 저하,3) 모재와 코팅 막 사이의 박리, 스프레이처리를 실시하는 동안 반응에 의한 모재강도 저하 등 해결해야 할 문제도 많다.4)

    플라즈마 스프레이방법으로 코팅처리한 스테인리스강 의 생체용재료로서의 적용가능성을 검토하기 위하여 생 체적합성이 우수하고, 고강도인 알루미나를 탑코트(top coat)로, 언더코트(under coat)로는 Ni-Al합금을 이용한 SUS316L 시편에 대하여 식염수 내에서 인장 및 압축 피로시험을 실시한 결과, 다수의 기공이나 균열을 포함 하는 알루미나 탑코트는 부식매체의 침입을 차단하지 못 하고, 금속 언더코트의 환경차단효과가 부식피로강도 개 선에 효과적이라는 보고가 있다.5) 또한 모재보다 전기화 학적으로 낮은 Ni-Al합금을 언더코트로서 사용한 경우에 는 양극작용에 의해 부식피로강도는 개선되지만, 유해한 Ni가 용출될 가능성이 높다고 지적하였다.6) 또한 Kromer 등은 grit-blasting처리할 때에 모재표면 부근에 생성된 압 축잔류응력이 코팅처리 후에는 인장으로 반전하여 이것 과 평형을 이루기 위하여 언더코트 내부에는 압축잔류 응력이 발생한다는 것을 보고하였다.7) 이와 같은 결과는 언더코트의 특성이 세라믹 코팅처리재의 부식피로 특성 과 밀접하게 관계하며, 더욱 치밀하고 내식성이 우수한 언더코트의 사용이 부식피로강도 개선에 효과적이라는 것 을 나타내고 있지만, 부식피로 특성에 미치는 언더코트 효과에 대하여 조사한 보고는 미비한 것이 현실이다.8)

    따라서 본 연구는 플라즈마 스프레이방법을 이용하여 알루미나를 코팅처리한 SUS316L 스테인리스강의 언더코 트로서 생체적합성이 뛰어나며 내식성이 우수한 순수Ti 를 사용하여 식염수 내에서 인장 및 압축 피로시험을 실 시하여 부식피로 특성에 미치는 Ti 언더코트의 효과를 조 직학적, 전기화학적 및 잔류응력의 관점에서 검토하는 것 을 목적으로 하였다.

    2. 실험방법

    2.1 시편의 코팅처리 및 코팅막 특성

    모재금속으로는 용체화처리 (1323 K로 가열, 유지 후 수냉)한 SUS316L 스테인리스강을 사용하였다. 화학성분 및 기계적성질을 Table 1과 Table 2에 나타내었다.

    시험편은 지름이 16 mm 환봉을 Fig. 1에 나타낸 형 상으로 기계가공 하여 제작하였다. 시편 표점 간의 평 행부 및 어깨부분의 표면을 연마지(#500~#1000)로 기계 연마 하였으며, 열처리는 2.7×10−3 Pa인 진공상태에서 623 K, 1시간 동안 유지시켜 변형을 제거하기 위한 어 닐링을 실시하였다. 평균 결정입경은 10 μm이며, 입내에 다수의 어닐링 쌍정이 포함되어 있다.

    열처리 후 피로시험시편의 어깨부와 평행부(Fig. 1의 음영부분)에 전처리로서 알루미나 파쇄입자를 이용하여 grit-blasting을 실시하였다. 그릿은 White ABRAX ♯24 (Nihonkenma Co.)를 사용하였으며, 압력 0.65 MPa, 거 리 0.3 m인 조건에서 실시하였다. 그리고 감압 플라즈 마 스프레이방법을 이용하여 언더코트로서 순수Ti (Toho Titanium Co., LTD)를 스프레이 하였다. 마지막으로 탑 코트로서 알루미나 분말(Showa Nenko Co.)을 플라즈마 스프레이방법으로 코팅처리 하였다. 코팅막의 두께는 언 더코트 및 탑코트 모두 200 μm이다. 각 스프레이처리 조 건을 Table 3에 나타내었다.

    또한 비교하기 위한 용도로서 Ni-Al(4.5 %)합금을 언 더코트로 하고 알루미나를 코팅처리한 시편과 전해연마 만을 실시한 시편을 준비하였다. 언더코트에 순수Ti를 사 용한 시편을 UT (Undercoat powder Ti)시편, Ni-Al(4.5 %)합금을 사용한 시편을 UN (Undercoat powder Ni)시 편, 전해연마를 실시한 시편을 EP시편이라고 표기한다.

    코팅처리를 실시한 각각의 시편에 대한 단면 이미지를 Fig. 2에 나타내었다. Fig. 2(a)는 UT시편, (b)는 UN시 편의 단면 이미지이다. 각 시편 모두 모재와 언더코트 사이 및 언더코트와 알루미나 층 사이의 각 계면에 미 접합 부분 등의 결함은 확인되지 않았으며, 코팅막은 균 일하게 부착되어 있는 것을 알 수 있다.

    Fig. 3은 각 스프레이 코팅막의 단면 이미지를 확대하 여 나타낸 것이다. Fig. 3(a)는 Ti 언더코트이며, 감압 플 라즈마 스프레이방법을 이용하여 코팅막을 제작하였기 때 문에 스플랫(splat) 간 계면에 산화코팅막은 나타나지 않 고, 치밀한 코팅막으로 되어 있는 것을 확인할 수 있었 다. 또한 Fig. 3에서 확인되는 띠 모양의 무늬를 EDS와 XRD를 이용하여 분석한 결과 수소화합물인 것으로 추 정되었다. Fig. 3(b)는 Ni-Al합금 언더코트를 나타낸 것 으로서, 스플랫 간의 계면에는 계면기공(A)과 산화코팅 막의 얇은 층(B)이 확인되어 Ti 언더코트에 비하여 결 함이 많은 코팅막이라는 것을 알 수 있다. Fig. 3(c)는 알루미나 코팅막의 단면 이미지로서 스플랫 간의 계면 에는 미접합부가 납작한 모양의 공극으로서 층상으로 관 찰되었다. 또한 스플랫 내부에는 수직한 균열이 다수 관 찰되었으며, 내부에는 Fig. 3(c)에 화살표로 나타낸 바와 같이 스플랫의 두께 방향으로 관통하는 균열도 확인되 었다.

    Grit-blasting처리에 따른 가공경화의 영향을 조사하기 위하여 경도측정 시험을 실시하였다. 경도측정은 마이크 로 비커스 경도시험기(M-type : Shimadzu Co.)를 사용 하여 시험하중 0.98 N, 유지시간 15초인 조건으로 실시 하였다. 그리고 grit-blasting처리만을 실시한 시험편 및 코 팅처리를 한 시험편에 대하여 코팅막과 모재의 잔류 응 력분포를 X선 회절법을 이용하여 2θ-sin2ψ법으로 측정하 였다. 시험편 단면에 대하여 장축방향의 잔류응력을 반 경방향 분포로서 측정하였다. 코팅막 측정에 사용한 X 선 회절조건을 Table 4에 나타내었다.

    2.2 전기화학적 특성

    코팅처리한 시편의 전기화학적 특성을 조사하기 위하 여 분극곡선 측정을 실시하였다. 코팅처리한 시편은 grit-blasting처리를 하였기 때문에 모재의 분극곡선은 grit-blasting처리 뒷면에서 측정하였다. 코팅막은 평탄 한 SUS316L 스테인리스 강판에 코팅처리 후 박리하 여 모재쪽 면에 대하여 측정하였다. 부식액을 식염수 로, 반대전극은 백금을, 참조전극은 은-염화은 전극을 사용하였으며, 측정에 사용한 전기화학장치(potentiostat) 는 HOKUTO DENNKO HA151이다. 측정은 310 K의 항온장치(SANYO)에서 실시하였고, 부식액인 식염수도 310 K로 유지하여 공기포화 상태로 하였다. 자연전위를 측정한 후 주사율을 1 mV/sec로 하여 0.1 V 마다 전류 값을 플로팅하였으며, 측정결과를 Fig. 4에 나타내었다. Ti 스프레이 코팅막의 음극영역은 명확하게 전류가 흐르 기 어려워 불안정한 상태를 나타내었기 때문에 결과를 생략하였고, 모재의 자연전위는 -0.1 V를 나타내었다. 이 것에 대하여 Ti 스프레이 코팅막의 자연전위는 -0.03 V 로 약간 높고, 양극영역의 전류 밀도는 낮은 값을 나타 내었다. Ni-Al합금 스프레이 코팅막은 -0.36 V로 모재보 다 낮은 자연전위를 나타내었으며, 전체 영역에서 모재 보다 높은 전류밀도를 나타내었다. 이러한 결과는 모재 에 대하여 Ti 스프레이 코팅막은 약간 높으며, Ni-Al합 금 스프레이 코팅막은 낮은 값을 나타내고 있다. Ti 스 프레이 코팅막에 관해서는 스테인리스강보다 낮은 값을 나타낸다는 연구결과도 있지만,9) 스프레이처리 조건 및 측정한 면에 따라 차이가 있다고 판단된다.

    2.3 피로시험과 조직관찰

    피로시험기는 최대 하중 50 kN인 유압 서보식 피로시 험기(Servo-pack : SAGINOMIYA Co.)를 사용하였다. 시험조건은 하중제어방식에 의한 인장압축 하중 양식에 서 응력비 R = -1, 반복속도를 2 Hz로 하였다. 부식 피 로시험은 식염수 순환장치를 사용하였다. 310 K로 유지 시킨 식염수(0.9 % NaCl 수용액, pH 6.4, 비중 1.006)를 시험편에 부착된 소형 욕조와 식염수용 욕조 사이를 0.7 L/min로 순환시키면서 실시하였다. 시험편 단면과 파면 관찰은 FE-SEM (JSM-6330F : JEOL)를 사용하였으며, 조 직의 성분분석은 SEM에 장착된 EDS (OXFORD INCA Energy)를 사용하였다.

    3. 실험결과 및 고찰

    3.1 피로강도 특성

    식염수 내에서 각종 처리한 시편의 피로시험 결과를 Fig. 5에 나타내었다. 그래프에는 grit-blasting처리만을 실 시한 시험편(GB시편)에 대한 결과도 같이 나타내었다.6) UT시편과 EP시편의 피로강도를 비교해 보면 전체 응력 진폭 영역에서 UT시편의 피로강도가 EP시편보다 높고, 107시간대의 강도는 16 % 정도 개선되는 것이 확인되었 다. 106회를 넘으면 UT시편은 GB시편보다 낮은 피로강 도를 나타내었다. 이 결과는 UN시편에 대하여 위에서 기 술한 내용에서 grit-blasting처리로 발생한 모재 표면층의 압축 잔류응력이 코팅처리에 의해서 반전되었다고 사료 된다.6,7) 코팅처리에 따른 잔류응력의 변화도 UT시편의 피로강도가 GB시편에 비하여 저하한 요인의 하나라고 판 단된다.

    UT시편은 응력진폭이 감소함에 따라 피로수명이 지속 적으로 증가하고 있는 것을 알 수 있다. 이것에 반하여 UN시편은 240 MPa 이하의 응력진폭 영역에서 피로강도 가 급격히 저하하는 것을 알 수 있으며, S-N곡선이 다 른 2개의 곡선으로 구성되어 있는 것도 알 수 있다. 이 형상은 긴 수명 부식피로의 S-N곡선과 유사하며,10) UN 시편이 240 MPa 이하인 응력진폭 영역에서 부식영향을 받고 있다는 것을 시사한다.

    이상 기술한 결과는 언더코트 재료의 차이에 의해 피 로강도 특성이 다르고, 언더코트에 Ti를 사용하는 것이 피로강도를 향상시키는데 유효하다는 것을 나타낸다.

    피로강도 특성만의 관점에서 보면 GB시편이 가장 우 수하지만, 생체재료에는 피로강도 이외에 독성이나 알레 르기반응을 나타내지 않고 화학적으로 안정하여야 하며, 생체적합성도 요구된다. UT시편은 알루미나 코팅에 따 른 생체적합성이 부여되어 있으며, 피로강도는 GB시편 보다 약간 떨어지지만 종합적으로 판단하여 보면 UT시 편은 생체재료로서 우수한 특성을 가지고 있다고 판단 된다.

    3.2 단면의 미세구조 해석

    Fig. 6은 σ = 260 MPa의 응력진폭으로 피로시험을 실 시한 UT시편의 단면 이미지이며, Fig. 6(a)는 파단면에 서 약 1.5 mm 떨어진 부분을 관찰한 것이다. 화살표로 나타낸 것과 같이 피로균열이 grit-blasting처리로 모재 표면에 형성된 오목부에서 발생하여 모재쪽으로 진전한 후 정지하여 잔류한 것을 나타내고 있다. 균열방향과 반 대방향인 언더코트층으로 진전한 균열은 확인되지 않았 다. 또한 언더코트층 내에 식염수에 의한 부식흔적은 확 인되지 않았으며, 모재와의 박리도 확인되지 않았다. 마 찬가지로 균열은 1 mm 정도인 소수가 확인되었으며, 이 중에서도 진전하기 쉬운 조건에 맞는 균열이 우선적으 로 성장하여 파단에 이르렀다고 판단된다.

    Fig. 6(b)는 파단면에서 0.1 mm 떨어진 곳에서 200 μm 이상으로 성장한 균열이다. 이 사진은 처음에 모재 쪽으로 성장한 균열이 어느 정도의 길이로 진전하여 균 열의 개구변위가 커지게 된 후 언더코트쪽으로 성장하 는 것을 나타내고 있다. 이 단계에 도달하면 사진 내에 화살표로 표시한 것과 같이 계면박리가 확인되었다. 그 러나 균열의 발생원 부근과 균열 자체에 부식의 흔적은 확인되지 않았다. 이것은 AISI4340강에 Colmonoy 88을 스프레이 시킨 Oliveira 등의 보고11)와 마찬가지로 모재 내부로 성장한 균열이 반대로 언더코트쪽으로 성장하여 시편표면에 도달할 때까지는 언더코트가 모재표면으로 식 염수의 침입을 억제한다는 것을 의미한다. 따라서 UT 시편의 피로강도 특성이 EP시편에 비하여 개선된 이유 의 하나로서 언더코트에 의한 환경차단효과를 언급할 수 있다.

    피로강도 특성곡선에 나타낸 것과 같이 UN시편은 106 회를 초과하면 UT시편에 비해 피로강도가 저하된다. 이 결과를 검토하기 위하여 UT시편과 UN시편에 대해 107 회에서도 파단되지 않은 시편의 단면을 관찰한 결과를 Fig. 7에 나타내었다.

    Fig. 7(a)는 UT시편의 단면 이미지이며, 사진에서 알 수 있듯이 Ti 언더코트 내부와 계면에 부식흔적은 확인 되지 않았다. 또한 계면박리 및 피로균열 발생도 확인 할 수 없다.

    이 결과는 감압 플라즈마 스프레이방법으로 코팅한 Ti 언더코트는 107회인 장수명 영역에서도 식염수의 침입을 억제하고, 환경차단에 따른 부식 피로강도 개선에 효과 적임을 나타내었다.

    Fig. 7(b)는 UN시편의 단면 이미지로서 사진 내에 화 살표로 표시한 것과 같이 스플랫 계면은 피로시험 이전 과 비교하여 폭이 넓고 내부는 부식생성물로 채워져 있 다. 특히 사진에 사각형으로 표시한 것과 같이 모재와 의 계면을 따라서도 부식생성물 형성이 확인되었는데, 이 것은 107회 피로시험 후에는 식염수가 스플랫 계면에 존 재하는 기공을 통해 모재와 언더코트 계면까지 침입한 것을 나타내고 있다. 사각형으로 나타낸 영역을 확대한 이미지가 Fig. 7(c)이며, 부식생성물 하단에서 균열 (화 살표)이 발생되어 있는 것을 알 수 있다. 이것은 107회 근방의 장수명 영역에서는 Ni-Al합금 언더코트의 환경차 단효과가 작아지고, 피로균열발생과 초기 진전에 대하여 식염수에 의한 부식작용이 관여하고 있다고 생각할 수 있으며, 따라서 피로강도 특성곡선에서 106회를 초과하 면 UT시편에 비해 UN시편의 피로강도가 저하되고, 107 회 정도에서의 강도는 EP시편과 일치한다고 판단된다.

    3.3 파단면의 미세구조 해석

    Fig. 8은 UT시편의 파괴원 부근을 SEM으로 관찰한 결 과로서 Fig. 8(a)는 파괴원 부근의 전체 이미지를 나타 낸 것이고, Fig. 8(b)는 모재쪽의 A영역을 확대한 것이 다. 표면에는 부식생성물 이외에 미세한 부식피트가 형 성되어 있으며, 부식이 진행된 형태를 나타내고 있다. 또 한, 이미지 내에 화살표로 표시한 입자는 균열 개폐구 (crack closure)에서 분쇄된 알루미나 입자가 균열 개폐 구를 따라 펌프작용에 의해 균열 내부로 혼입된 것이 다. Fig. 8(c)는 Ti 언더코트층 내의 B영역을 확대한 이 미지로서 두꺼운 부식생성물이 표면을 덮고 있으며, 모 재금속에 비하여 더욱 부식이 진행한 상태를 나타내고 있다.

    언더코트 내에 균열이 형성되어 식염수가 모재와 언더 코트 계면까지 침투한 경우, 다른 종류의 금속인 모재 와 언더코트 사이에는 갈바닉 전지가 형성된다. 이때의 부식 정도는 갈바닉 라인의 순위에 영향을 받게 되는데, 즉, 모재와 언더코트 중 열악한 쪽에서 부식이 진행된 다. 앞에서 기술한 전기화학적 측정으로부터 Ti 언더코 트는 모재에 대하여 약간 우수한 것을 알 수 있다. 따 라서 Ti 언더코트와 모재 계면에서는 모재쪽이 우선적으 로 부식한다고 판단된다. 그래서 파면 위에 형성된 부 식생성물에 대하여 EDS를 이용하여 조성분석을 실시하 였다. 모재인 Fig. 8(b) 영역을 분석한 결과, Fe, Ni, Cr, Mo, O가 검출되었지만, 언더코트 성분인 Ti는 검출되지 않았다. 그리고 Ti 언더코트인 Fig. 8(c) 영역에 대하여 분석한 결과에 대하여 특성 X선을 이용하여 맵핑한 이 미지를 Fig. 9에 나타내었으며, 부식생성물 내에 모재의 주성분인 Fe, Ni, Cr이 포함되어 있는 것을 알 수 있으 며, 또한 O도 전체적으로 검출되었다. 이와 같은 결과 는 모재쪽이 우선적으로 부식된 결과와 용출된 이온이 부식생성물로서 Ti 언더코트 표면에 퇴적된 것을 나타내 고 있다.

    앞에서 기술한 바와 같이, 감압 플라즈마 스프레이방 법으로 제작한 Ti 언더코트는 107회인 장수명 영역에서 도 높은 환경차단 효과를 갖는다. 그러나 상기한 결과 는 식염수가 모재와 언더코트 계면까지 침입했을 때에 는 오히려 모재쪽이 우선적으로 부식하는 것을 나타내 며, 전기화학적으로 모재보다 우수한 스프레이 코팅막을 언더코트로서 사용할 때에는 부식매체의 침입을 최대한 억제할 필요가 있다는 것을 시사하고 있다.

    3.4 시편 단면에 대한 경도분포 및 잔류응력

    Grit-blasting처리는 모재표면에 가공경화층을 형성함과 동시에 압축잔류응력을 초래한다.12,13) 가공경화층과 잔류 응력은 피로강도 특성과 밀접한 관련이 있기 때문에 시 편 단면의 표면부근에 대하여 경도 및 잔류응력분포를 측정하였다.

    Fig. 10은 각 시편의 단면에 대하여 모재표면 부근 의 경도측정 결과이다. 각 데이터는 12회 측정한 평균 값이며, 데이터의 편차가 작기 때문에 표준편차 기입은 생략하였다. Grit-blasting처리만을 실시한 시편(그림에서 GB)은 동일한 처리로 인하여 가공경화층이 표면으로부 터 300 μm의 깊이에 걸쳐 존재하고 있다는 것을 알 수 있으며, UT시편도 유사한 가공경화층이 존재한다. 플라 즈마 스프레이방법으로 코팅처리한 경우에는 모재표면이 고온인 플라즈마 제트에 의해 생성된 고온가스에 노출 됨과 동시에 용융된 스프레이재료에 의해 가열된다. 특 히, 감압 플라즈마 스프레이방법은 플라즈마 제트의 고 온영역이 확대됨과 동시에 분위기로 방출되는 열이 대 기에 비해 작다. 이와 관련하여 Ni-Cr(20 wt%)합금분말 을 강재에 감압 플라즈마방법으로 스프레이하면 약 1,000 K까지 모재온도가 상승한다는 보고가 있다.14) 따라서 가 공경화층의 내부조직은 코팅처리 과정에 따라 상당히 변 화한다고 생각할 수 있지만, Fig. 10에 나타낸 결과는 경 도를 감소시킬 만큼은 아니라는 것을 알 수 있다.

    시편표면에 가공경화층이 존재할 때에는 소성변형이 일 어나기 어렵다는 점으로부터 피로균열의 발생도 어렵게 된다. 따라서 EP시편에 비하여 UT시편의 피로강도가 향 상한 이유의 하나로서 가공경화층의 기여를 생각할 수 있다.

    Fig. 11은 시료 단면 표면부근의 잔류응력분포를 나타 낸 것이다. Grit-blasting처리만을 실시한 GB시편의 잔류 응력은 압축응력 쪽에 있는 것을 알 수 있다. 압축잔류 응력값은 모재표면으로부터 50 μm의 위치에서 -234 MPa 을 나타내었으며, 이에 반하여, UT시편 모재표면 부근 에서의 잔류응력분포는 모재표면에서 50 μm의 위치에서 396 MPa의 인장잔류응력값을 나타내었다. 이 결과는 코 팅처리에 의해 모재표면 부근의 잔류응력이 압축에서 인 장으로 전환하는 것을 보여주고 있다. 이후, 잔류응력은 약 100 μm을 넘으면 압축잔류응력으로 되며, 일정한 값 을 나타낸 후 약 400 μm의 깊이에서 더욱 압축쪽으로 변화한다. 코팅막 내 잔류응력은 알루미나 탑코트 내부 에서 -271 MPa, Ti 언더코트 내부에서 -200 MPa의 압축 잔류응력을 나타내었다.

    이상의 결과는 grit-blasting처리 동안에 형성된 잔류응 력분포가 후속 코팅처리에 의해 확실하게 변화하는 것 을 알 수 있다. 이와 같은 현상은 2가지 기구를 생각 할 수 있다. 첫번째는 모재와 스프레이 코팅막재료 간 의 선팽창계수 차이에 기인하는 잔류응력의 변화이다.15,16) SUS316L 스테인리스강 모재는 ~190 × 10−7/K의 선팽창 계수를 나타낸다. 이에 비해 순수Ti의 선팽창계수는 88 × 10−7/K, 탑코트의 알루미나는 80 × 10−7/K로 작다. 따라 서 냉각 후 모재표면쪽이 코팅막쪽보다 인장을 받는 상 태가 되고, 모재표면의 잔류응력은 인장응력으로 된다. 이 것에 평형을 이루기 위하여 코팅막의 잔류응력은 압축 으로 된다고 판단된다.

    두번째는 grit-blasting처리에 의해 형성된 가공경화층 내 에서 변형의 일부가 코팅처리 동안 가열에 의해 회복하 여 가공경화층이 수축하는 현상이다.6,17) 이와 같은 경우, 모재내부 및 코팅막에 대하여 표면층은 인장응력 상태 가 되고, 반대로 모재내부와 코팅막은 압축응력 상태로 된다고 판단된다.

    일반적으로 피로변형에 대한 잔류응력의 효과는 낮은 응력진폭 영역일수록 나타나기 쉬우며,18) 또한 이 효과 는 피로변형에 대하여 평균응력으로 작용한다. 따라서 특 히 낮은 응력진폭 영역에 한정되지만, 압축잔류응력은 피 로균열의 발생을 억제한다.19) 균열진전에 관해서 Liu 등 은 반타원 미소 균열에 대하여 상세하게 검토하여 압축 잔류응력장의 균열진전이 억제되는 원인에 대하여 보고 하였다.20) 이것에 대하여 인장잔류응력은 반대의 효과를 나타낸다. Fig. 11에 나타낸 것과 같이, 코팅처리를 실 시함으로써 모재표면층에 인장잔류응력이 생성되었다. 따 라서 앞에서 기술한 grit-blasting처리에 의해 형성된 오 목부에 응력집중과 상승효과로서 모재표면은 피로균열이 발생하기 쉬운 부분이라고 판단된다. 그러나 모재표면에 서 100 μm를 초과하면 잔류응력은 압축으로 반전하기 때문에 표면에서 발생한 균열의 진전은 이 영역에서 억 제된다. 따라서 이 압축잔류응력도 UT시편이 피로강도 특성이 개선된 요인 중 하나라고 생각한다.

    모재표면층의 인장잔류응력에 대하여 스프레이 코팅막 내부의 응력상태는 압축상태 이다. 피로변형에 대한 압 축 잔류응력의 기여는 코팅막이 피로손상을 받지 않는 경우에만 기대할 수 있으며, 코팅막이 파괴되거나 또는 계면에서 박리현상이 발생하는 경우에는 기대할 수 없 다. Fig. 6(a)와 Fig. 7(a)에 나타낸 것과 같이 Ti 언더코 트와 모재의 결합상태는 반복응력이 가해지는 상태에서 도 양호하다. 따라서 코팅막 내의 압축 잔류응력은 반 복응력이 가해지는 상태에서 모재 표면층의 변형을 어 렵게 하고, 피로균열의 발생과 초기 진전 시 개구변위 를 줄임으로써 피로강도 특성의 향상에 기여한다고 판 단된다.21,22)

    4.결 론

    본 연구에서는 플라즈마 스프레이방법을 이용하여 알루 미나를 코팅처리한 시편의 부식피로거동에 대한 Ti 언더 코트의 효과를 검토하기 위하여 식염수 내에서 인장· 압축 피로시험을 실시하여 다음과 같은 결과를 얻었다.

    • 1) 언더코트에 Ti를 사용한 알루미나 코팅처리 재료 (UT시편)는 전체 응력 진폭 범위에서 모재보다 우수한 부식피로강도를 나타내었다.

    • 2) UT시편의 피로균열은 grit-blasting처리로 형성된 오 목부에 발생하여 모재 금속쪽으로 진전한다. 이후 균열 개구변위에 언더코트의 변형이 뒤따를 수 없게 되는 단 계에서 언더코트가 파괴된다. 따라서 언더코트는 피로균 열의 발생과 진전의 초기에 모재를 부식환경으로부터 보 호한다.

    • 3) 감압 플라즈마 스프레이법으로 제작한 Ti 언더코트 는 내식성이 우수하며 치밀하기 때문에 107회인 시간에 서의 강도도 식염수의 침입을 억제하고 환경차단에 따 른 부식피로강도 개선에 효과적이다.

    • 4) UT시편의 잔류응력은 모재표면 아래 약 100 μm 까지 인장잔류응력이 있지만, 100 μm를 넘으면 압축잔 류응력으로 변하고, 스프레이 코팅막 내부는 압축잔류응 력으로 되며, 이 압축잔류응력은 피로강도 특성 개선에 기여한다.

    • 5) UT시편의 표면 부근에는 grit-blasting처리에 기인하 는 가공경화층이 형성되어 피로강도 특성을 개선한다.

    • 6) Ti 스프레이 코팅막의 자연전위는 모재에 비하여 약 간 높은 쪽에 있기 때문에 우수한 내식성을 나타내지만, 식염수가 침입한 경우에는 갈바닉 전지가 형성되어 모 재가 우선적으로 부식된다.

    Figure

    MRSK-31-3-172_F1.gif

    Schematic of fatigue specimen (mm).

    MRSK-31-3-172_F2.gif

    SEM micrographs showing cross-sectional images : (a) UT and (b) UN.

    MRSK-31-3-172_F3.gif

    SEM micrographs showing cross-sectional images of deposits : (a) Ti, (b) Ni-Al and (c) Al2O3.

    MRSK-31-3-172_F4.gif

    Polarization curve measurement result in a saline solution.

    MRSK-31-3-172_F5.gif

    S-N curves for undercoated (UT and UN), electropolished (EP) and grit blasted (GB) specimens in a saline solution.

    MRSK-31-3-172_F6.gif

    SEM micrographs showing cross-sectional images of UT specimen fatigued under σ = 260 MPa up to Nf = 2.6 × 105 : (a) a microcrack originated from dent and (b) an extended fatigue crack.

    MRSK-31-3-172_F7.gif

    SEM micrographs showing cross-sectional images of Al2O3 plasma sprayed specimens which were unbroken at N = 1 × 107 : (a) UT fatigued under σ = 221 MPa, (b) UN fatigued under σ = 191 MPa and (c) detail of framed area in (b).

    MRSK-31-3-172_F8.gif

    SEM micrographs showing surfaces at crack initiation site of UT specimen fatigued under σ = 260 MPa up to Nf = 2.6 × 105.

    MRSK-31-3-172_F9.gif

    Characteristic X-ray mapping images of corrosion products for titanium deposit of UT specimen fatigued from σ = 260 MPa up to Nf = 2.6 × 105.

    MRSK-31-3-172_F10.gif

    Vickers microhardness measurement results for undercoated (UT), grit blasted (GB) and electropolished (EP) specimens.

    MRSK-31-3-172_F11.gif

    Residual stress distributions near the cross-sectional surface for undercoated (UT) and grit blasted (GB) specimens.

    Table

    Chemical compositions of SUS316L stainless steel.

    Mechanical properties of annealed SUS316L stainless steel.

    The conditions of plasma spraying.

    XRD parameters used for residual stress measurement.

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