1. 서 론
최근 산업계의 탄소 중립 및 전 과정평가(life cycle assessment, LCA) 확산에 따라 자동차, 조선 등 공급망 내 탄소배출량 저감과 부품 경량화･고수명화를 위한 기계구조용 소재의 고강도화 수요가 급격히 증가하고 있다.1) 특히 Cr-Mo계 저합금강은 우수한 기계적 성질과 경제성을 바탕으로 산업계 전반에 걸쳐 사용되고 있어 고강도화 수요에 직접적인 영향을 받는 강종이다.2) 일반적으로 이들 강재는 담금질 및 뜨임(quenching and tempering, QT) 열처리를 통해 미세조직을 제어하여 고강도화를 달성한다. QT 열처리는 퀜칭(quenching)과 템퍼링(tempering)으로 구분되며, 급랭을 통해 얻어지는 경화조직인 마르텐사이트 조직을 제품의 용도에 맞는 강도 제어와 수명 만족을 위해 뜨임을 동반한다. 이를 통해 얻어지는 템퍼드 마르텐사이트 조직은 치밀한 미세 탄화물을 바탕으로 강도 향상을 견인한다.3) 특히 Cr-Mo계 저합금강은 함유된 Cr과 Mo를 바탕으로 한 미세 탄화물이 QT 이후 템퍼연화 저항능을 가져 뜨임 중 발생하는 강도 저하에 효과적으로 대항할 수 있다.4)
한편 강재는 강도 증가에 따라 사용 시 응력장 하에서 수소가 금속 내부에서 확산하여 전위, 석출물 및 결정립계 등과 상호작용하여 강도나 인성이 현저하게 감소되는 수소 취성(hydrogen embrittlement)이 일어날 수 있다.5) 수소취성은 수소 원자가 전위 운동을 국부적으로 촉진하는 수소 유도 국부 소성(hydrogen-enhanced localized plasticity, HELP) 기구와 원자 간 결합력을 저하시키는 수소 유도 결합력 저하(hydrogen-enhanced decohesion, HEDE) 기구 등으로 설명되며,6,7) 특히 강도가 높은 강재일수록 수소취화 감수성이 증가하는 것으로 보고되고 있다.8) 따라서 내부 침투 수소에 의한 급격한 수명 단축을 방지하는 고강도화 설계가 필수적이다.
일반적으로 템퍼드 마르텐사이트강은 합금원소 첨가와 QT 열처리 조건에 따라 구 오스테나이트 결정립 크기(prior austenite grain size, PAGS), 탄화물 형상 및 크기 등 미세조직 인자가 달라진다.9) 저합금강에 첨가되는 대표적인 합금원소로는 Cr, Mo 등이 있으며, 이들 원소의 첨가는 QT 열처리 후 미세 탄화물을 형성하여 강도와 인성을 향상시키며, 이러한 미세조직 변화는 수소취화 저항성에 직접적인 영향을 준다.9) 또한 미세 탄화물, 석출물 및 상 계면은 격자 내 확산성 수소를 포집하는 트랩 사이트로 작용하며, 특히 비가역적 트랩은 결함부로의 수소 이동과 국부적 응집을 지연시켜 수소취화 저항성을 향상시키는 것으로 알려져 있다.10,11,12) Kim 등13)은 SCM440강의 Cr, Mo 함유량 증가에 따른 탄화물 형상 및 분율 변화가 수소취화 저항성을 향상시키는 것을 확인하였다. 이와 같이 고강도 Cr-Mo계 저합금강의 수소취화 저항성은 합금원소와 열처리 조건에 크게 의존하지만, 실제 산업에 적용 중인 규격 강종들에 대하여 두 인자의 복합적인 영향을 규명한 연구는 미비한 실정이다. 따라서 본 연구에서는 AISI 4140, AISI 4340 및 AISI 4330VM 상용 양산 강종을 대상으로 합금 조성과 템퍼링 조건의 복합적인 영향 및 저온 충격인성과의 관계를 비교하였다.
2. 실험 방법
본 연구에서는 산업계 전반에 널리 사용되는 AISI 4140, AISI 4340, AISI 4330VM 세 종류의 저합금강을 사용하였고, 각각 Steel A, B, C로 명명하였으며, 각 강종별 성분은 Table 1에 나타내었다. 각 강재는 1,200 °C에서 재가열한 후 1,000 °C 이상에서 열간 압연을 통해 직경 50 mm 이상의 봉강으로 제조되었다. 그 후 직경의 1/4 지점에서 직경 1인치 강재에 대하여 가열온도 880 °C에서 30 min 오스테나이트화 열처리 후 수냉하였다. 템퍼링 온도는 Steel A의 경우 550 °C, 600 °C, 650 °C로 설정하여 템퍼링 온도에 따른 영향을 확인하였으며, Steel B와 Steel C는 각각 650 °C에서 템퍼링하였다. 이는 산업 현장에서 널리 쓰이는 Steel A의 저온 템퍼링(550, 600 °C)을 통한 고강도화 조건과, 합금 성분이 상향된 Steel B 및 C의 650 °C 템퍼링 조건을 비교하여, 유사한 인장강도 레벨(약 1,100~1,200 MPa)에서의 수소취화 저항성 거동을 평가하기 위함이다. 한편, 각 템퍼링 온도에서 60 min 유지한 후 상온까지 공랭하였다.
Table 1.
Chemical composition (wt%) of industrial steel grades; Steel A, B and C.
| Steel | C | Mn | Si | Ni | Cr | Mo | Nb | Ti | V |
| A | 0.38 | 0.68 | 0.20 | 0.01 | 0.94 | 0.16 | - | - | - |
| B | 0.39 | 0.75 | 0.38 | 1.79 | 0.84 | 0.22 | - | - | - |
| C | 0.31 | 0.97 | 0.31 | 1.80 | 0.98 | 0.48 | 0.02 | 0.01 | 0.06 |
제조된 강재들의 미세조직은 시료 직경의 1/4 지점의 종단 단면(longitudinal-short, L-S) 면을 연마하고, 3 % 나이탈 용액으로 에칭한 후 주사전자현미경(scanning electron microscope, SEM, Model: JSM-6700F, JEOL, Japan)으로 관찰하였다. 대상 강종의 기계적 특성은 상온인장시험과 저온충격시험을 통해 평가하였다. 인장 시편은 ASTM E8 표준 시험법에 따라 압연 방향에 수직으로 표점 거리 25.0 mm, 폭 6.3 mm, 두께 2.0 mm의 sub-size 판상 시편으로 가공 후 10톤 용량의 만능 재료 시험기(Model: UT-100E, MTDI, Korea)를 사용하여 8.0 × 10-3 s-1의 변형률로 상온에서 실시하였다. 충격 시험은 ASTM E23 표준 시험법에 의거하여, 시편 중앙부에 단면 방향의 2 mm 깊이의 V-노치가 가공된 표준 샤르피(Charpy) 충격 시편(길이 55 mm, 폭 10 mm, 두께 10 mm)을 제작하여 실시하였다. 시편의 V-노치는 가공 시 발생할 수 있는 응력 집중 부위의 오차를 줄이기 위해 노치 각도 45°, 저부 반경(root radius) 0.25 mm의 규격을 엄격히 준수하였다. 시험은 샤르피 충격시험기(Model: PSW750, Zwick Roell, Germany)를 사용하여 수행되었으며, 저온에서의 충격 인성(impact toughness)을 확인하기 위해 시험 온도는 -40 °C에서 실시하였다. 저온 환경 조성을 위해 에탄올 냉매를 사용하였으며, 시편을 해당 온도에서 10 min 이상 충분히 유지한 후 꺼내어 5 s 이내에 타격을 완료함으로써 외부 노출에 의한 온도 상승을 최소화하였다. 충격 후 시편이 흡수한 에너지(J)를 측정하였다.
대상 강종의 수소취화 저항성은 전기화학적 수소주입 하에서 in-situ 저속변형률시험(slow strain rate test, SSRT)으로 평가하였다. 시편은 ASTM G142 규격을 참고하여 총 길이 76.2 mm, 직경 12.7 mm, 노치반경 0.083 mm 봉상 노치 형태로 가공하였다. 시험은 1 M NaOH + 0.3 g/L NH4SCN 수용액에서 2 A/m2의 전류밀도로 수소를 주입하면서 0.03 mm/min의 변위 속도로 수행하였으며, 수소주입은 하중 부가와 동시에 개시하여 파단 시까지 유지하였다. 이에 따라 각 시편의 수소 노출 시간은 파단 시간과 동일하며, 변위 속도가 0.03 mm/min으로 일정하므로 각 시편별 수소 노출 시간은 파단 시 변위에 비례하여 도출될 수 있다. 시험의 재현성을 확인하기 위해 각 조건별로 2회의 SSRT 시험을 수행하였으며, 오차가 미미함을 확인하고 그 평균값을 대표값으로 사용하였다. 수소취화 저항성은 수소주입 조건에서 측정한 노치인장강도(H-charging notch tensile strength, NTSH-charging)를 비수소주입 조건에서 측정한 노치인장강도(Non-charging notch tensile strength, NTSNon-charging)로 나눈 상대노치인장강도(relative notch tensile strength, RNTS)로 평가하였다. RNTS 식은 다음 식 (1)과 같다.
3. 결과 및 고찰
3.1. 미세조직
본 연구에서 사용된 모든 강에 대하여 동일한 템퍼링 온도 조건(650 °C)에서 강종별 미세조직 변화를 Fig. 1에 나타내었다. Steel A, B, C 모두 템퍼드 래스형 미세조직이 관찰되었으며, 강종별로 래스 및 탄화물의 형태적 차이가 일부 나타났다. 추가로, 템퍼링 온도에 따른 Steel A의 미세조직의 변화를 Fig. 2에 나타내었다. 우선, 저배율 상에서의 차이로는 템퍼링 온도 상승에 따라 기존의 막대상(rod type)의 탄화물이 미세하게 분절된 차이가 관찰되며, 고배율 상을 통해 템퍼링 온도 상승에 따라 퀜칭 초기 형성된 침상의 미세 탄화물이 구상으로 형상이 변화되며, 유지 온도 상승에 따른 탄화물의 성장 역시 관찰할 수 있다.
3.2. 인장, 충격 및 수소취화 특성
본 연구에서 사용된 강의 템퍼링 조건별 기계적 성질과 수소취화 저항성 평가 결과를 Fig. 3 및 Table 2에 나타내었다. 우선 동일 강종의 템퍼링 조건에 따른 기계적 성질 및 수소취성의 거동을 분석하였다. Steel A는 템퍼링 온도가 증가됨에 따라 인장강도가 감소되는 것이 관찰되며, 이에 따라 RNTS는 증가되는 것이 관찰되었다. 이는 상기 미세조직에서 분석한 바와 같이 템퍼링 온도 상승에 따라, 기지 조직 내 분포하는 침상 탄화물들이 조대화 및 구상화되어 그 형상이 변화되며, 이에 따라 인장강도가 감소되는 것이 관찰된다. 수소취화 저항성의 경우 주입된 수소가 응력 하에서 기지 내를 이동할 때, 상대적으로 응력이 집중되기 쉬운 침상 탄화물의 선단 계면 등에서 국부적으로 수소가 응집될 가능성이 있다. 이로 인해 템퍼링 온도가 낮을수록 조기 파단이 유도되어 RNTS 값이 감소하는 것으로 추정해 볼 수 있다.
Fig. 3.
Slow strain-rate test (SSRT) results of non-charged and H-charged conditions in the round-type notched tempered martensitic steels. (a) Steel A tempered at the temperature of 550 °C, 600 °C, and 650 °C. (b) Steels tempered at the temperature of 650 °C. The curves were horizontally offset for clarity.
Table 2.
Mechanical properties of tested steel grades; Steel A, Steel B and Steel C.
다음으로 강재별 수소취성 거동을 비교하였다. 저합금강의 수소취화 감수성은 일반적으로 강도 증가에 따라 높아질 수 있으므로,8,14) 유사한 판상 인장강도를 나타내는 조건에서 수소취화 저항성을 비교하였다. Steel B (650 °C, 1,118 MPa)와 Steel A (600 °C, 1,125 MPa)의 RNTS는 각각 0.78과 0.68이었으며, Steel C (650 °C, 1,172 MPa)와 Steel A (550 °C, 1,197 MPa)의 RNTS는 각각 0.71과 0.63이었다. 따라서 유사한 판상 인장강도 수준에서 Steel B와 Steel C는 각각 비교 대상인 Steel A보다 높은 RNTS를 나타냈다. 그러나 이들 비교에서는 합금 조성과 템퍼링 온도가 동시에 달라지므로 Ni 또는 미량합금원소의 독립적인 기여를 구분하기 어렵다. 따라서 관찰된 RNTS 차이는 개별 합금원소의 직접적인 효과라기보다 강종별 합금 조성과 템퍼링 조건에 따른 미세조직 및 강도 변화의 복합적인 결과로 해석할 필요가 있다.10,11,15)
다음으로 수소취화 저항성과 저온 충격인성의 관계를 Fig. 4에서 비교하였다. Steel A를 550 °C에서 템퍼링한 조건과 Steel C를 650 °C에서 템퍼링한 조건은 각각 1,197 및 1,172 MPa의 유사한 판상 인장강도를 나타냈다. 두 조건의 -40 °C 샤르피 충격흡수에너지는 각각 30 및 95 J였으며, RNTS는 각각 0.63 및 0.71이었다. 따라서 이 두 조건에서는 Steel C가 Steel A보다 높은 충격인성과 RNTS를 나타냈다. 그러나 강종 조성과 템퍼링 조건이 동시에 다르고, 모든 강종에 걸쳐 충격인성과 RNTS 사이의 일대일 대응관계가 확인된 것은 아니다. 따라서 이러한 차이는 Ni 또는 미량합금원소의 독립적인 효과라기보다 강종 조성과 템퍼링 조건의 복합적인 영향으로 해석하는 것이 타당하다.
Fig. 4.
Combination of the (a) tensile strength and relative notch tensile strength (RNTS) measured from slow strain-rate test (SSRT) results and the (b) tensile strength and Charpy impact energy absorbed at -40 °C. The dashed lines are guides to the eye, and the shaded region indicates the steels tempered at 650 °C.
3.3. 수소취성 파괴 거동
본 연구에서 사용된 강재 및 템퍼링 온도별 수소취화 저항성에 따른 시편의 파면 특성에 대하여 Fig. 5 및 6을 통해 나타내었다. 우선 동일 강재에서 템퍼링 온도에 따른 수소주입 조건의 노치인장시편 파면에 대한 분석을 Fig. 5에 도시하였다. Steel A 강재의 550 °C, 650 °C 템퍼링 온도의 상승으로 미세조직 내 첨단부가 감소하며 수소취화 저항성이 향상됨에 따라 수소주입 시편의 SSRT 시험 후 파면에서 취성 파괴 모드인 준벽개형 파면(quasi-cleavage)의 비율이 각각 54.1 %에서 37.0 %로 감소되는 것이 관찰되었다. 이는 상술한 바와 같이 동일 조건의 수소주입 상태에서 템퍼링 온도에 따라 기지 조직의 수소취화 저항성의 차이가 발생한 것으로 해석된다. 대표적인 수소 취화 기전인 HEDE 이론에 따라 구 오스테나이트 결정립계(prior austenite grain boundary, PAGB) 및 하부구조인 패킷(packet), 블록(block) 등의 고경각계면에 수소 원자가 결집되어 원자 간 결합력이 약해짐으로써 취성 파괴가 촉진되었을 가능성이 있다.6,11)
Fig. 5.
SEM fractographs of H-charged Steel A tempered at (a-c) 550 °C and (d-f) 650 °C. Panels (b, e) show brittle or quasi-cleavage-like regions, whereas panels (c, f) show dimpled regions. The highlighted regions in (a) and (d) represent the areas classified as brittle or quasi-cleavage-like fracture, with estimated area fractions of 54.1 and 37.0 %, respectively.
다음으로는 강재별 수소취화 저항성 차이에 따라 수소주입 조건의 노치인장시편의 파면에 대해 비교하고자 한다. Fig. 6에 따르면 Steel A, B 그리고 C의 동일 템퍼링 조건에서의 노치인장 시편의 취성 파면 비율이 각각 37.0 %, 47.9 %, 58.0 %이다. 이는 650 °C의 동일한 템퍼링 온도에서도 강종을 구성하는 성분에 따라 기지 조직의 템퍼 연화 저항성이 달라 인장 강도의 차이가 발생하기 때문으로 해석된다. 상술한 바와 같이 인장 강도가 클수록 수소취화 저항성이 감소하기 때문에, 강도 증가에 따라 취성 또는 준벽개형 파면의 면적분율이 증가하는 경향을 나타냈다. 유사한 인장 강도를 나타내는 Steel A의 550 °C 템퍼링 조건(1,197 MPa)과 Steel C의 650 °C 템퍼링 조건(1,172 MPa)의 취성 파면 비교 시 각각 54.1 %와 58.0 %로 유사한 것을 확인할 수 있다.
4. 결 론
본 연구에서는 Cr-Mo계 저합금강인 AISI 4140 (Steel A), AISI 4340 (Steel B), AISI 4330VM (Steel C)을 대상으로 합금 조성 및 템퍼링 조건이 미세조직과 수소취화 저항성에 미치는 영향을 비교 분석하여 다음과 같은 결론을 얻었다.
(1) Steel A에서 템퍼링 온도가 550 °C에서 650 °C로 증가함에 따라 탄화물의 분절과 구상화가 관찰되었다. 이에 따라 판상 인장시편 기준 인장강도는 1,197 MPa에서 998 MPa로 감소한 반면, RNTS는 0.63에서 0.81로 증가하였다. 수소주입 후 취성 또는 준벽개형 파면 면적분율도 54.1 %에서 37.0 %로 감소하였다.
(2) 650 °C 템퍼링 조건에서 Steel A, B 및 C의 인장강도는 각각 998, 1,118 및 1,172 MPa였으며, RNTS는 각각 0.81, 0.78 및 0.71이었다. 따라서 동일 템퍼링 조건에서는 강도 증가와 함께 수소취화 감수성이 증가하는 경향을 나타냈다.
(3) 판상 인장강도를 기준으로 비교할 경우 Steel B (650 °C)는 Steel A (600 °C)보다, Steel C (650 °C)는 Steel A (550 °C)보다 높은 RNTS를 나타냈다. 그러나 강종과 템퍼링 온도가 동시에 달라 개별 합금원소의 독립 효과를 구분할 수 없으므로, 이러한 차이는 강종 조성과 템퍼링 조건의 복합적인 영향으로 해석하는 것이 타당하다.
(4) Steel A에서는 템퍼링 온도 증가에 따라 -40 °C 샤르피 충격흡수에너지와 RNTS가 함께 증가하였으나, 모든 강종에 대해 두 특성 간의 일대일 상관관계는 확인되지 않았다. 따라서 목표 강도, 저온 충격인성 및 수소취화 저항성을 동시에 확보하기 위해서는 강종과 템퍼링 조건을 함께 최적화할 필요가 있다.
