001.hwp

Transcription

1 工學碩士學位論文 PTA 공법에의한 Nimonic 초합금재의표면개질에관한연구 A Study on the Surface Modification of the Nimonic Super Alloy by Plasma Transferred Arc Welding Method 指導敎授 金永植 2007 年 10 月韓國海洋大學校大學院材料工學科黃元碩

2 本論文을黃元碩의工學博士學位論文으로認准함. 위원장工學博士金允海 ( 인 ) 위원工學博士金永埴 ( 인 ) 위원工學博士崔榮國 ( 인 ) 2007 년 12 월 20 일 한국해양대학교대학원

3 목 차 Abstract List of Tables List of Figures ⅰ ⅲ ⅳ 1. 서론 연구배경및목적 1 2. Nimonic 80A 의특성 Nimonic 80A의금속학적특성 Nimonic 80A의기계적성질 강화기구 고용강화 석출경화 입계강화 Nimonic 80A의용접성 균열의발생 Nimonic 80A의용접에영향을미치는원소 Inconel 625, Inconel 718의금속학적특성 Stellite 6의금속학적특성 18

4 3. 실험방법 PTA공정의오버레이층의분석 PTA공정을적용한용가재별오버레이층의특성 PTA 공정의적용 오버레이층의상온및고온내마모 (anti-wear) 시험 오버레이층의조직검사 경도측정 오버레이층의에로젼 (erosion) 시험 결과및고찰 용가재별오버레이층의고온 (400 ) 및상온마찰 마모특성 PTA공정후열처리방법에따른각오버레이층의 조직특성 용접열영향부의조직특성 오버레이층의조직특성 온도에따른용가재별오버레이층의경도특성 상온및고온마찰마모시험후의각용가재별 오버레이층의에로젼특성 결론 56 참고문헌 58

5 A Study on the Surface Modification of the Nimonic Super Alloy by Plasma Transferred Arc Welding Method WonSeok Hwang Department of Materials Engineering, Graduate School, Korea Maritime University Abstract PTA overlay is a relatively new process. And it has been spotlighted for its ability to make high functioning overlay layer using h i g h t e m p e r a t u r e m e lt in g powder of alloy and carbide, which previous welding process can not do. However, to broaden the application of this process, something more is required. That is study of the effect of process variable upon overlay layer, and quantitative analysis of overlay layer's characteristics when this process is used. Regarding this study, Although it has been reported that Ni-base and Co-base alloy's abrasive behavior upon PTA overlay layer, the effect of high temperature exposure has not been brought to light yet. - i -

6 So, this study aimed for settling overlay process upon internal-combustion engine's suction, exhaust valve surface based on PTA process. Consequently, we constructed PTA overlay layer on Nimonic material surface using Ni-base super alloy powder, and studied characteristics in micro-structure, abrasion-resistance, abrasion characteristics after high temperature exposure and cavitation resistance upon that overlay layer. Also we examined the cause of hot cracking after PTAW and searched a method to prevent it. - ii -

7 List of Tables Table 1 PTA process condition Table 2 Chemical composition of Inconel 625, Inconel 718, Stellite 6 - iii -

8 List of Figures Fig. 2.1 Important elements in Nimonic 80A Fig. 2.2 Tensile properties of extruded bar, subsequently cold rolled. Heat treated 8 hours/1080 / air cooled+16hours /700 /air cooled Fig. 2.3 Creep properties of Nimonic 80A extruded bar in constant strain, subsequently forged. Heat treatment 8 hours/ 1080 / air cooled + 16 hours/700 air cooled Fig. 2.4 Change in room-temperature yield strength as a function of unit change in lattice parameter caused by various solid-solution strengthening additions. (After Pelloux and Grant) Fig. 2.5 The effect of chromium on the oxidation rate constant of nickel-chromium alloys Fig. 2.6 Volume fraction of γ precipitate as a function of total hardening addition in a nickel-20% chromium base Fig. 3.1 Exhaust valve of marine diesel engine Fig. 3.2 Schematic diagram of PTA process Fig. 3.3 PTA equipment and control panel of PTA Fig. 3.4 A photo of Exhaust valve made by PTA process Fig. 3.5 Friction and Wear test equipment(r&b PD-102) Fig. 3.6 The shape of wear test specimen Fig. 3.7 Schematic diagram of cavitation-erosion test Fig. 4.1 Result of room temperature wear weight loss Fig. 4.2 Result of high temperature(400 ) wear weight loss - iv -

9 Fig 4.3 The comparison of wear weight loss between room and high temperature Fig. 4.4 Relation between friction distance and friction coefficient on overlay layer Fig. 4.5 Relation between friction distance and friction coefficient on overlay layer Fig. 4.6 Relation between friction distance and friction coefficient on overlay layer Fig. 4.7 Photograph of worn surface in specimens by friction Fig. 4.8 Microstructure of liquation crack (X200) Fig. 4.9 Microstructure of liquation crack (X500) Fig Mechanism of liquation crack Fig Microstructure of diffusion heat treatment specimen (X200) Fig Microstructure of diffusion heat treatment specimen (X500) Fig Microstructure of room and high temperature weld metal Fig EDX analysis result of Inconel 625 Fig EDX analysis result of Inconel 718 Fig EDX analysis result of Stellite 6 Fig Hardness change at the overlaid section Fig Hardness change after high temperature exposure at 400, 24hr Fig Result of the Cavitation-erosion test - v -

10 1. 서론 1.1 연구배경및목적 오버레이용접기술은내마모성, 내식성또는내열성을갖는재료를모재표면에용착시킴으로서모재의표면특성향상을위한목적으로시행되는표면개질의한방법이다. 표면개질법에는 PVD(Physical Vapor Deposition), CVD (Chemical Vapor Deposition), 이온주입법, 도금법등박막형성에의한방법과, 용사법, 오버레이법등후막형성에의한방법이있다. 이중에서박막형성방법들은가혹한사용분위기하에서장시간사용되어야하는설비부품에적용하기에는어려움이있다. 또한후막법중용사법의경우에는코팅층의두께가수십μm ~ 약1mm정도로얇고표면층의밀착강도또한낮은단점이있다. 이에비해오버레이용접의경우는약1mm ~ 수십mm정도로매우두꺼운표면개질층을얻을수있으며표면층의피막강도가매우높기때문에, 용사법의적용이어려운곳에서오버레이공정이적용가능하며공정시간을줄여시행할수있는경제적인방법이다. 오버레이용접은 1920년대초석유시추용드릴선단부의내마모성을향상시키기위하여처음적용되었으며세계대전전후급속한산업화의진행과더불어발전하여, 현재에는장시간운전을요하는장치산업을중심으로발전해오고있다. 1) 오버레이용접의특징과경제성은다음과같다. 2) 모재와완전한융합을이루기때문에모재와의접합강도가높다. 용착속도가높기때문에작업능률이양호하며오버레이층의두께 제어가쉽다

11 오버레이용접금속은슬래그내의불활성가스분위기에서야금반응을하므로품질이우수하다. 보수를위한휴지시간을줄일수있으므로생산성이향상된다. 조금높은하중을사용하더라도효율이증가한다. 손상된부분을복구함으로써보수, 유지비용을경감시킨다. 현재의오버레이용접은 MIG (Metal Inert Gas) 와 TIG (Tungsten Inert Gas) 용접에서최근에는용접기기및제어기술의발달로인하여 PTA(Plasma Transferred Arc ) 공정이이용되기시작하고있다. PTA공정은개발된후제어변수가너무많아서폭넓게적용되지못하였으나, 새로운장치의개발과더불어제어기술의적용을통하여신뢰성있고다른오버레이방법에비해우수한공정으로자리잡고있다. 3) 본연구에서는 PTA공정을선박의주기관배기밸브와같은고온, 고압분위기에사용되는 Ni 基초합금인 Nimonic 80A에적용하고고온마모시험에따른기계적, 조직학적특성변화를분석하였다. Nimonic 80A는일반적으로저융점성분등으로인해용접성이까다로워서오버레이용접이어려운것으로알려져있다. 실제 Nimonic 80A재부품은사용중마모나부식에의하여사용한도를초과하면폐기처분하는실정이다. 또한원재료를전량수입하며, 가격또한매우높으므로원가절감의차원에서오버레이에의한재생수리가요구되고있다. 현재의재생수리법은오버레이층의신뢰성이부족한실정이다. 또한제품의부피가크고용가재와모재에따른용접열처리공정의적용이힘들어현장에서는열처리과정을생략하거나부분적으로적용하고있는실정이다. 열처리과정을거치지않은제품이장착되어가동시수명이오히려단축되거나부품손상을초래하는경우가발생할우려가있다. 그리 - 2 -

12 고이연구와관련하여 Ni-base 및 Co-base 초합금의 PTA 오버레이 레이어에대한마모거동을밝힌바있으나, 고온노출의영향에대해서 는아직밝혀지지않았다. 따라서본연구는 PTA 방법에의해내연기관의흡, 배기밸브의표면오버레이법을확립할목적으로 Nimonic 재료표면에 Ni기및 Co기초합금분말을이용하여 Nimonic 오버레이층을구성하고이오버레이층에대한금속조직학적특성, 내마모성, 고온노출후의마모특성, 내캐비테이션특성을조사하였다. 또한 PTA 공정후에발생하는고온균열의원인을규명하고제거방법을연구하였다

13 2. Ni- 基초합금의특성 2.1 Nimonic 80A 의금속학적특성 Nimonic 80A (UNS NO7080, ASTM B637 equivalent) 는 2차세계대전당시급격히발달된제트항공기엔진의터빈블레이드용으로개발된 Ni기초합금으로서, Ni 과 Cr이주요성분이며, 고용강화원소인 Fe와 Co, 석출강화원소인 Al, Ti 그리고입계강화원소인 C, B 등의원소로조성되어있다. 4)~6) Nimonic 80A의모상은 Fig. 2.1에서와같이 FCC(Face Centered Cubic : 면심입방 ) 인오스테나이트구조인 γ상이며, 모상에고용강화원소는원자반경의차이가적은 Cr, Fe, Co 가되며고온강도를위한 γ 상원소는 3,4족인 Al, Ti가된다. 입계강화원소는 C, B등이며 Cr은 C와탄화물을형성하여입계강화에기여한다. 내산화성을위하여 Cr과 Al이첨가되며, Cr과 Al은산소와결합하여 Cr 2 O 3, Al 2 O 3 와같은치밀한산화물피막을표면에형성하게된다. Nimonic 80A는현재에가스터빈용블레이드와디스크, 원자력발전설비부품, 그리고대형기관의배기밸브등에적용되고있으며점차사용되는부품의고기능화, 고출력화로인하여일반내열강이사용되는부분품으로확대적용되고있다

14 Fig. 2.1 Important elements in Nimonic 80A 7) - 5 -

15 2.2 Nimonic 80A 의기계적성질 Fig. 2.2는온도에따른인장강도, 단면적감소율, 연신율등을나타내었으며, Fig. 2.3에서는온도에따른크리프강도를나타내었다. 인장강도는온도가상승함에따라강도가떨어지지만 600 까지는약 1000MPa 정도의높은강도를나타낸다. 고온에서사용되는재료에서중요한성질인크리프강도는 Nimonic 80A제부품이사용되는작동온도가 400 ~500 임을감안할때만족할만큼우수한특성을나타낸다. Rm : Tensile Strength Z : Reduction in Area A : Elongation Rp 0.2 : 0.2% Proof Stress Fig. 2.2 Tensile properties of extruded bar, subsequently cold rolled. Heat treated 8 hours/1080 / air cooled+16hours /700 /air cooled 8) - 6 -

16 Fig. 2.3 Creep properties of Nimonic 80A extruded bar in constant strain, subsequently forged. Heat treatment 8 hours/ 1080 / air cooled + 16 hours/700 air cooled 9) - 7 -

17 2.3 강화기구 Nimonic 80A 의강화기구 (strength mechanism) 는크게고용강화, 석출 경화, 입계강화로구분할수있다 고용강화 (Solid solution strengthening) 고용에의한강도상승은다음의식으로나타낼수있다. τ : shear stress a : lattice parameter of solution c : solute concentration 고용되는양이많아질수록 shear stress는증가하게되고초합금에서의고용은 Hume Rothery의법칙과고온안정성이요구되므로넓은범위에서고용되어야하며모상과원자반경의차이가작아야하며, 높은융점을가져야한다. Ni에대한고용강화원소는 Co, Fe, Cr, Al, Ti, C 등이며이원소들의강화효과는 Fig. 2.4에나타내었다. Cr은산화피막을형성하여내산화성에중요한원소로작용하며, Fig. 2.5에그효과를나타내었다. 즉고온에서의내산화성을위해서는 Cr 함량이최소 15% 이상이되어야하며, Cr함량이과다하게되면큰 α상이형성되므로 15~30% 가적합하다

18 Fig. 2.4 Change in room-temperature yield strength as a function of unit change in lattice parameter caused by various solid-solution strengthening additions. (After Pelloux and Grant) 10) - 9 -

19 Fig. 2.5 The effect of chromium on the oxidation rate constant of nickel-chromium alloys 11)

20 2.3.2 석출경화 (Precipitation hardening) Nimonic 80A의내고온성은 γ 상의석출이주된인자이며 γ 상의양에좌우된다. γ 상의석출을최대로하기위해서는 Ni-Cr-Ti-Al 등의함유량과열처리에의해가능하며, 석출에의한강화기구이론은다음과같다. τ : shear stress k : constant ε : mismatch between precipitate and matrix f : volume fraction of precipitate r 0 : radius of precipitate b : burger's vector of dislocation γ 의생성량은주로 Al과 Ti의양에따르며, Fig 1.9는 Al과 Ti의양에따른 γ 의체적분율을나타내었다. 하지만 Ti의양이많아지면 Fig2.5에보인것과같이취성이큰 η (Ni 3 Ti) 상을형성하기쉬우므로 Al과 Ti의양을 4% 이내로제한하며, Ti/Al의比도 3 이하로제한한다

21 Fig. 2.6 Volume fraction of γ precipitate as a function of total hardening addition in a nickel-20% chromium base 12)

22 2.3.3 입계강화 Nimonic 80A는 B 과 C를첨가하여입계강화에기여하게되는데, C은결정립과결정립계에서 metallic carbide를형성하며, 형성된 carbide는모재보다경도가높고취성이크므로입계에분산시고온강도, 연성, creep 강도에영향을미친다. 일반적으로형성되는 carbide는 MC, M 7 C 3, M 34 C 6 등이있으며 MC는주로 TiC로안정한편이며, 응고직전에형성된다

23 2.4 Nimonic 80A 의용접성 Ni기초내열합금의용접은고온에사용되는재료이므로결함이없고기계적성질이모재보다떨어지지않는것이요구되며용접성에대한기준은결함의유무로판정할수있다. 13) Nimonic 80A의용접시결함을줄이기위해서는우선용접부를청정하게하는것이중요하다. 이합금은 B, Sn, Pb, S등의타불순원소를함유하게되면용접부가취화하게되어기계적성질을아주저하시키므로유지분, 페인트류등을제거하고특히보수용접을할경우에는각별한주의를요한다. Ti, Cr, Al등이모재및용접부에있을때용접을하면이들의산화물은모재보다용융온도가높으므로용접부에산화물개재물이되어기계적인성질을저하시키므로기계가공을하여야하며최소한용접부에서 25mm이상을청정시켜야한다. 균열을방지하기위해서용접전용체화처리를요구하며용접후에는다시용체화처리또는석출을위한시효열처리가요구된다

24 2.4.1 균열의발생균열에는고온균열과용접후열처리를할경우발생하는후열처리균열로대별한다. 14)~16) 고온균열은저융점의미량원소의편석, 저융점공정추출물의국부적인용융등이주원인이되며이러한원소로는 P, S, B, Zr, Pb, Bi, As, Se, Cu, Si 등이며용접열영향부에서탄화물이판상또는봉상으로형성되는경우에도고온균열을발생시키므로이러한원소가함입되지않도록주의가요구된다. 용접후열처리균열은용접후재용체화후시효열처리나용접후직접시효열처리할때발생하는균열로써 Ni기합금용접시는 γ 상의석출속도는대단히빠르고이때입내강도와입계강도의차이가크게되어입계가파괴되는것이다

25 2.4.2 Nimonic 80A의용접에영향을미치는원소 Nimonic 80A에함유되어있는원소는용접에많은영향을주며중요한원소로써 C는일반적으로용접에악영향을주는것으로알려지고있으나 Cr이함유되어있을때는그영향이거의없으며용접에유리한 Si의효과를감소시키나 C의함유량이적으므로큰영향은없다. Si는고온균열을야기시키는원소로서 C가존재할때는영향이줄어들고 1% 미만함유시는큰악영향이없다. P, S, Sn, Pb는용접금속과용접열영향부의입계를취하게하므로유리한원소이다. W는고온강도를증가시키며균열에는큰영향이없다. B와 Zr은크립강도를위해첨가되는경우가있으나용접금속과용접열영향부의균열을유발하며 5mm이상의판재에는영향이크다. Ti나 Al의 1~2% 함유시는영향이적으나가열및냉각을반복하는다층용접부에는석출에의해내부가경화되어심한균열을유발할수있고 6% 이상함유시에는균열이없는용접이어려우며 Mn은용접성에는별로영향이없으나기공과균열을예방하는것으로알려지고있다. 17)~19)

26 2.5 Inconel 625, Inconel 718 의금속학적특성 Ni기초내열합금의종류인 Inconel 625, 718( 이하 Inconel) 은 Eiselstein에의해개발되었으며 20), 650 까지의크리프, 저주기피로저항성, 응력파단특성및고온안정선이우수하여 Nimonic 80A와더불어제트엔진의 turbine disk 재뿐만 engine frames, casings, exhaust nozzle, shafts, seals, spacers, compressor blades and vanes, fasteners 등으로사용된다. 21)22) Inconel은또고온강도와우수한내식성이요구되는핵발전소의 bolts, spring, guide tube pins, fasteners 및기타구조물로서 의중간온도범위에서도사용되며 23), 저온에서의연성및파괴특성이우수하여 rocket motor casing이나초전도구조재등의저온구조물로서 -253 까지사용됨으로서액체수소온도인 -253 에서 650 의넓은온도범위에걸쳐서사용된다. 24)25) Inconel은내식성뿐만아니라수소취성저항성, 응력부식저항성등이좋고열처리에의해서여러수준의강도값을가질수있어석유나가스산업용장치의구조물등으로사용된다. 26)~28) Fe량이많아서가공성이우수하고원가가저렴하며, 시효에따른주강화석출물인 γ 의석출이느려용접열영향부의 strain-age cracking이감소됨으로써용접성이좋은등의장점도가지고있어 29)~31) 우주항공산업, 원자력산업, 석유화학공업등그사용용도가매우다양하고수요도많아현재초내열합금생산량의약 35% 를점유하고있다. 32)

27 2.6 Stellite 6 의금속학적특성 내열성, 내부식성, 그리고내마모성이우수한육성경화용코발트 (Co) 기지합금은 C>0.8% 인탄화물형, C>0.1% 인금속간화합물형, 그리고 C>0.4% 인고용체형으로크게분류하며, 이중마모와부식환경이공존하는곳에많이사용되는것은탄화물형으로일명스텔라이트합금 (stellite alloy) 으로알려져있다 33). 이러한 stellite는육성시육성층의조직은공정탄화물이나합금의종류에따라다소차이가있지만, 기본적으로 Co-Cr-W이고용된 FCC구조의기지조직에 M 7 C 3 나 M 6 C등의공정탄화물이수지상정간에존재하고있어, 탄화물은내마모성을증가시키고기지조직은내식성과고온경도를부여한다. 금형가이드및압연롤의육성경화에빈번히사용되는 stellite 6 합금은육성층의미세조직이아공정형태로약 16~17% 의 M 7 C 3 형태의 34)~36) 공정탄화물을포함하고있어경도값은약 39~42 HRC 범위이다. 이러한 stellite 합금도육성방법이나조건, 그리고모재의예열정도에따라경도값에영향을주는공정탄화물의량이나기지조직에도차이가있을수있어요구되는육성층의최고경도값을예측하기는쉽지않다. 이것은탄화물형의 stellite 합금이시효경화성인 Ni기합금의육성경화재와달리비경화성이므로육성후시효처리에의해 γ 상 37) 과같은새로운강화석출상을생성시켜경도값을일정수준으로상승시킬수없기때문이다. 따라서탄화물형 stellite 6는육성후약 600 근처에서수시간응력제거열처리만실시하여사용하는것이일반적이다. 38)39)

28 3. 실험방법 3.1 PTA 공정의오버레이층의분석 Nimonic 80A와같은 Ni기초합금은특히용접시용접입열에의해열영향부에서조성적액화 (compositional liquation) 에의한균열이발생하기쉬우므로용접방법에제약이있으며, 용접조건이까다로운것으로알려져있다. 40) 특히오버레이를실시할경우에는일반적인용접을행하는경우보다용착량이많은다층용접을실시함으로, 모재가오버레이시용접열에의한영향을상대적으로많이받게된다. 그러므로건전한오버레이층의확인을위하여모재의잔류응력의영향과균열발생유무, 그리고다층용접시층간의수지상정에저융점상인 γ/laves와같은균열존재유무의파악이필요하다. 본연구에서는최근에적용되고있는 PTA(Plasma Transferred Arc) 공정후각용가재별야금학적특성을고찰하고개선을위한전열처리공정을실시하였다. 사용된모재는 Nimonic 80A 재질의선박주기관배기밸브 (45/115H 형 ) 를사용하였으며, 용착금속으로는 Nimonic 80A에오버레이를실시할때폭발부에흔히사용되는재료인 Inconel 625(UNS NO6625), Inconel 718(UNS NO07718), Deloro Stelltet 社의 Stellite6 를사용하였다. 배기밸브의폭발면 (combustion face) 에 PTA공정을오버레이한후시험편을채취하였으며, 시편을연마하여광학현미경으로균열등결함유무의존재를관찰하였다. 본실험에적용된배기밸브와채취부분을 Fig. 3.1에나타내었다

29 tip keeper groove stem rotating wing seat face fillet head margin combustion face Fig. 3.1 Exhaust valve of marine diesel engine

30 3.2 PTA 공정을적용한용가재별오버레이층의특성 PTA 공정의적용 PTA(Plasma Transferred Arc 이하 PTA) 공정은에너지밀도가높은플라즈마열원을사용하며, 플라즈마아크열원을국부적으로가할수있으므로고밀도의코팅과높은적층률및균일한코팅두께를얻기위한조절이가능하다. 41) 또한야금학적으로비교하면다른오버레이법에비하여낮은희석 (dilution) 과좁은열영향부를가진다. 사용하는용가재는분말재료를사용하므로로드 (rod) 나와이어 (wire) 로제작할수없는용가재의사용이가능하다. 또한입도의범위가매우넓은분말이나입도가매우큰분말을사용할때, 발생할수있는문제점이 PTA공정에서는큰문제가되지않는다. 그리고플럭스가필요없으므로슬래그혼입등의불순물개재가능성을없앨수있다. PTA공정은오버레이방법이자동이므로수동오버레이용접에비해용접시공자의숙련도에상관없이입열량을균일하게조절이가능하며, 작업속도를향상할수있다. 하지만모재를가열하기때문에미세조직이변할수있어서그적용대상이제한적일수있고, 모재가반드시도전성이어야하며뒤틀림에대한내성이있어야적용시문제점이발생하지않는다. PTA 공정은두개의독립된아크를사용하며, 이것은서로다른직류전류공급원으로부터일정한전류에의해발생된다. 음극인텅스텐전극과양극인수냉식구리노즐사이에서고주파발진장치에의하여 1차아크 (pilot arc ; non-transferred arc) 가발생한다. 이때음극과양극사이에아르곤플라즈마가스 (Ar plasma gas) 가통과하면서이온화되어음극 (W) 과모재사이에전도성의분위기를만들며, 1차아크는텅스텐전극과양극인모재사이의 2차전류에의하여 2차아크 (main arc ;transferred arc) 를발생시키게된다. 오버레이용분말은토치의내부로이송되어모재상부의지점에서플라즈마아크와만나게되며분말은

31 한번에용융지에녹아적층된다. 42) 전극의마모와용융지를대기로부터차단시키기위하여가스를사용하며플라즈마가스로는아르곤 (Ar) 이주로사용되며아르곤과헬륨 (Ar/He ) 혼합가스는집적력과환원성이좋으므로차폐가스또는분말공급가스로이용된다. Fig. 3.2에 PTA 공정의대략적인모식도를나타내었다. 본연구에서는 PTA(ISOTEC 社의모델명 : PTGV41BA) 공정을사용하여 3가지의용가재를각각오버레이를실시하였다. 그리고오버레이층의야금학적분석및고온및상온내마모시험을통하여, 그특성을평가하였다. Table 1에는본시험에적용된 PTA 조건을나타내었으며, Table 2에는사용된용가재의화학적성분을나타내었다. Fig. 3.3에는본시험에사용한 PTA(ISOTEC 社의모델명 : PTGV41BA) 기기를나타내었으며 Fig. 3.4에는 PTA를이용하여오버레이된밸브의사진이다

32 Electrode Shield gas Plasma gas Powder and powder gas Deposit Substrate Plasma arc Melt pool Fig. 3.2 Schematic diagram of PTA process Fig. 3.3 PTA equipment and control panel of PTA

33 Fig. 3.4 A photo of Exhaust valve made by PTA process Table 1 PTA process condition speed current(a) pilot gas powder gas shield gas powder feed rate r.p.m 115A 2.5l/min 10l/min 22.5l/min 45g/min

34 Table 2 Chemical composition of Inconel 625, Inconel 718, Stellite 6 Composition (.%) Cr Ni Co Mo W Nb Ti Al Fe C other Inconel Inconel Stellite

35 3.2.2 오버레이층의상온및고온내마모 (anti-wear) 시험마모 (wear) 는재료의표면에서발생하는기계적인손상으로서기계부품의작동상태를결정하는중요한요소이다. 마모는하중의형태와온도, 재질, 윤활재의존재여부등많은변수를가지고있으므로다양하게나타난다. 마모는응착마모, 연삭마모, 부식마모등의기구로나타나며, 같은재료라도상대마모재및마모변수따라변할수있다. 43)~45) 본연구에서는 PTA공정과상온및고온 (400 ) 의오버레이층마모특성을평가하기위해서 R&B 社의 PD-102 마찰마모시험기를사용하여시험하였으며본시험기의시험방식은 Fig. 3.5에나타낸것처럼상대마모재인핀 (pin) 이디스크 (disk) 표면위에서접촉한상태에서하중을가한상태에서, 회전하는방식인핀온디스크 (pin on disk) 방식을사용하였다. 시험에사용한디스크는 Nimonic 80A제배기밸브의스템 (stem) 부분을가공하여모재로사용하였고, PTA공정으로각각의용가재를오버레이하여제작하고각열처리방법에따라열처리를실시하였다. 상대마모재는내연기관의밸브시트 (valve seat) 재질로사용되는 Stellite 6를사용하였다. 디스크의표면은표면조도를동일하게하기위하여선반가공후연마지 #2000번까지연마하였으며, 상대마모재인핀은 Stellite 6 용접봉을선반가공하여사용하였다. Fig. 3.6는제작한시험편의도면을나타내었다. 마모시험은상온에서실시하였으며회전수는 50rpm, 적용하중은 200N 으로하여총마모시간을 24시간으로하였다. 마모량은시험전과시험후디스크와핀을초음파세척한다음무게를측정하여계산하였으며, 마찰계수는로드셀을이용한 PD-102 마모시험기의자체시스템을이용하여산출하였다

36 Fig. 3.5 Friction and Wear test equipment(r&b PD-102) Fig. 3.6 The shape of wear test specimen

37 3.2.3 오버레이층의조직검사미세조직검사는각각의시편을채취하여마운팅하였으며, 연마천 (3 μm ) 까지연마한후, 에칭 (eachant : CuSO 4 + HCl +ethyl alcohol : 약30초 ) 하였다. 제작된시험편전체단면에걸쳐광학현미경으로관찰하여결함유무를확인하였으며디지털카메라로촬영하였다. 또한 SEM/EDX를통하여조직관찰및분석을실시하였다 경도측정오버레이층의경도측정은마이크로비커스경도기를사용하였으며하중은 200g 으로하여모재에서부터열영향부, 계면, 용착금속순으로각10 회측정하여그평균값을계산하여구하였다

38 3.2.5 오버레이층의에로젼 (erosion) 시험오버레이를실시하는가장주된요인은모재표면에새로운기능성부여와마모또는침식, 부식등이복합적으로작용하여손상된표면의원래상태로의보수재생이며복합적인목적으로시행되기도한다. 재료를손상시키는주요인자중하나인에로젼은반복되는입자충돌에의해발생되는재료의이탈과관계되는표면현상으로요약할수있다. 에로젼특성에미치는인자는침식입자의속도, 입자의모양과크기, 입자의내재적특성, 충돌각도, 유체의성질, 재료의성질등에따라에로젼특성이달라진다. 재료의성질로는표면응력상태, 표면조도, 경도, 밀도, 파괴인성등이며, 또한부가적인요소로는사용분위기와사용온도등의복합적인요소들에의해에로젼특성은좌우된다. 46) 본연구에서는오버레이층의에로젼특성을시험하기위하여캐비테이션 (cavitation) 장치를이용하여시험하였다. 캐비테이션에로젼현상은유체의속도가증가하면서유체중의물체표면에기포가발생, 이때발생된기포에는물방울의충격현상에의해압력이생기며, 이때의순간적인물분자의충격압력에의해기계적인침식과화학적인부식을동반하게되는현상을말한다. 시험법은 ASTM-G32를개량한시험법을사용하였다. 47) 시험법은진동자의선단에볼트형의 SUS316재의보상시험편을삽입하고시험시마다교체하도록하였다. 시험편은디스크로부터 0.5mm떨어진위치에고정하여자연해수를채워시험편이해수면아래 10mm지점에잠기도록배치하였으며, 진동자의진동수는 20kHz, 진폭은 50μm로하였으며각시험편에대해 48시간씩시험하여그무게감량을조사하였다. Fig 3.6에캐비테이션에로젼시험법을개략적으로도시하였다

39 sea water Fig. 3.7 Schematic diagram of cavitation-erosion test

40 4. 결과및고찰 4.1 용가재별오버레이층의고온 (400 ) 및상온마찰마모특성 본실험에서는 pin on disk 방식으로시험을하였으며, 엔진내부의환경을고려하여 400 및상온마찰마모특성을비교하였다. Fig. 4.1~Fig. 4.3에시험후각시편별무게감량을나타내었다. Fig. 4.3에서보이는것과같이고온마찰마모시험후의시편무게감량이확연히상온시험에비해확연히줄어든것을확인할수있다. 특히 Inconel의경우상온에비해고온에서 50% 가량마모량의감소를보였다. Stellite 6의경우상온에비해고온시험에서마모량의극소량증가를보였다. Fig. 4.4~Fig. 4.6에는각시편별마찰계수를나타내었다. Stellite 6의경우초기피크값이거의나타나지않았고, 또한크게다르지않게나타났으며일정한마찰계수거동을보이고있다. 하지만 Inconel의경우모든시편에서초기피크가나타났으며특히 Inconel 625의경우주기적으로다소상승하는피크가나타났는데, 이피크들은오버레이부를형성하는입자와입자간의결합력이높아서응착마모를일으키는것으로사료된다. Stellite 6의경우에는초기응착이일어나지않거나일어난다고하여도입자사이에서쉽게탈락되어마찰저항이작아지기때문에이러한주기적인상승피크가나타나지않는것으로사료된다. 고온및상온마모시험후마모궤도를실체현미경으로 200배촬영하여분석하였으며 Fig. 4.7에나타내었다. 마모량이큰시편은그림에서보여진것처럼응착이크게일어난것을볼수있다

41 wear loss(g) Nimonic 80A Stellite 6 Inconel 625 Inconel 718 Room Temp. Fig. 4.1 Result of room temperature wear weight loss

42 Nimonic80A Stellite6 Inconel625 Inconel718 High Temp. Fig. 4.2 Result of high temperature(400 ) wear weight loss

43 wear loss(g) Nimonin 80A Stellite 6 Inconel 625 Inconel 718 Room Temp. High Temp. Fig 4.3 The comparison of wear weight loss between room and high temperature

44 Fig. 4.4 Relation between friction distance and friction coefficient on overlay layer

45 Fig. 4.5 Relation between friction distance and friction coefficient on overlay layer

46 Fig. 4.6 Relation between friction distance and friction coefficient on overlay layer

47 Room temperature High temperature Inconel 625 Inconel 718 Stellite 6 Fig. 4.7 Photograph of worn surface in specimens by friction( 200)

48 4.2 PTA 공정후열처리방법에따른각오버레이층의조직특성 용접열영향부의조직특성 PTA공정을사용하여 Nimonic 80A제선박주기관배기밸브에 Stellite 6, Inconel 625, Inconel 718을용가재로사용하여오버레이를하여채취한각각의시편에상온및고온마찰마모시험을실시한후용접부를관찰한결과전시편열영향부에서소수의균열을발견하였다. 균열이발견된시편의조직사진을용가재별로 Fig. 4.8과 Fig. 4.9에나타내었다. 이와같은균열은고온균열의일종으로액화균열 (liquation crack) 이다. 액화균열이란용접고온균열의일종으로크게는편석균열에포함되며, 주로용접열영향부에서발생된다. 용접시열영향부는먼저용접금속의열팽창에의해압축응력을받지만, 아크가통과한후에는온도의저하와함께인장응력을받게된다. 이때결정립계에저융점의성분또는화합물이용융하여필름상으로존재하면액화균열이발생하기쉽다. 48) 또한액화균열의기점이되는입계의액화현상은결정립계에편석이나저융점석출물이있는경우에일어나는것은당연하지만이이외에입계석출물이고융점이라도합금에따라서는조성적액화 (constitutional liquation) 현상에의해고상선온도이하의저온도에서액화할수있다. 49) Nimonic 80A와같은 Ni 基초합금의액화균열은결정립계에편석된특정원소들 (Nb, Mo, Ti, Al등 ) 에의한저융점상 (γ/nbc, γ/laves) 형성이주된원인으로알려져있다. 50)~52) 또한서론에서설명하였듯이 P, S, B, Zr, Pb, Bi, As, Se, Cu, Si 등의저융점금속원소의과다존재에관련이있고, 특히 Si원소의 1% 이상함유시에영향을주는것으로알려져있다. Fig 4.10에 Ni 基초합금에서의액화균열의기구를나타내었다

49 Inconel 625 (1) Inconel 625 (2) Inconel 718 (1) Inconel 718 (2) Stellite 6 (1) Stellite 6 (2) Fig 4.8 Microstructure of liquation crack ( 200)

50 Inconel 625 (1) Inconel 625 (2) Inconel 718 (1) Inconel 718 (2) Stellite 6 (1) Stellite 6 (2) Fig 4.9 Microstructure of liquation crack ( 500)

51 Welding heat input Welding distortion Cooling Weld metal Distortion Intergranular Fusion Zone Base metal Fig Mechanism of liquation crack 53)

52 액화균열은모재의저융점원소의집중에의한문제로판단되며 Nimonic 80A 모재를 PTA공정전에열처리를통하여저융점원소를확산시켜균열발생을방지할수있을것이라사료된다. 54) 따라서모재인 Nimonic 80A의전열처리조건인 1080 (4h)AC를적용하였다. 하지만여전히존재하는균열에확산시간을 5시간으로늘여열처리를실시한후 PTA공정을거친조직을관찰하였다. Fig. 4.11~Fig. 4.12에서확인할수있듯이전체적으로균열은전혀찾아볼수없었으며건전한 HAZ의조직을확인할수있었다

53 Diffusion heat treatment + PTA (Inconel 625) Diffusion heat treatment + PTA (Inconel 718) Diffusion heat treatment + PTA (Stellite 6) Fig Microstructure of diffusion heat treatment specimen ( 200)

54 Diffusion heat treatment + PTA (Inconel 625) Diffusion heat treatment + PTA (Inconel 718) Diffusion heat treatment + PTA (Stellite 6) Fig Microstructure of diffusion heat treatment specimen ( 500)

55 4.2.2 오버레이층의조직특성상온및고온 (400 ) 마찰마모시험후오버레이층의조직을비교분석하였다. Fig 4.13에나타낸것처럼 Stellite 6의경우상온및고온시험후의조직은비슷했으나 Inconel 625의경우고온시험후의조직이다소치밀해진것을확인할수있다. 또한 Inconel 718의경우상온시험후조직에비해고온시험후의조직이더욱더치밀해진것을확인할수있다. 이것은 Inconel의성질중시효에따른석출강화에기인한것으로사료된다. Fig 4.14~Fig 4.16은상온및고온마찰시험후시험편표면에대한 EDX분석결과이다. 고온마찰시험후성분상의약간의변화가관찰되고있으나이것은고온마찰에서시험재와상대마찰재료사이에서마찰시험중합금화가시험편표면에서일어났기때문인것으로사료된다

56 Room temperature (Weld metal) Hight temperature(400 ) (weld metal) Inconel625 Inconel625 Inconel718 Inconel718 Stellite 6 stellite 6 Fig Microstructure of room and high temperature weld metal

57 80 70 Inconel 625 Room Temp.(Wt.%) High Temp.(Wt.%) Wt.% Ni Cr Fe Ti Al Si S Nb Mo Chemical composition Elem Ni Cr Fe Ti Al Si S Nb Mo Total Room temp.(wt%) High temp.(wt%) Fig EDX analysis result of Inconel

58 60 Inconel 718 Room Temp.(Wt.%) High Temp.(Wt.%) Wt.% Ni Cr Fe Ti Al Si S Nb Mo Chemical composition Elem Ni Cr Fe Ti Al Si S Nb Mo Total Room temp.(wt%) High temp.(wt%) Fig EDX analysis result of Inconel

59 60 50 Stellite 6 Room Temp.(Wt.%) High Temp.(Wt.%) 40 Wt.% Co Ni Cr Fe C Si W Ti Chemical composition Elem Co Ni Cr Fe C Si W Ti Total Room temp.(wt%) High temp.(wt%) Fig EDX analysis result of Stellite

60 4.3 온도에따른용가재별오버레이층의경도특성 경도시험의결과는 Fig. 4.17~Fig. 4.18에나타내었다. 상온마찰마모시험후의경도와고온마찰마모시험후의경도의차이가뚜렷하게나타났다. 용가재의종류에따른경도의변화또한확인할수있다. Stellite 6의경우고온시편에서오버레이층의경도가현저히떨어지는것을볼수있다. 그리고 Inconel 625 및 Inconel 718의경우또한고온시편의경도가낮게나온것을확인할수있다. 용가재인 Stellite 6 및 Inconel 625와 Inconel 718의경도차이는강화석출물과탄화물의형성에따라경도의변화가나타났으며, EDX분석에서나타낸바와같이 Inconel 625, Inconel 718의경우에는 Nb의함량에따라금속간화합물의형성의차이와함께경도의차이를나타내고있다

61 H ardness (HV) Inconel 718 Inconel 625 Stellite 6 Nimonic Substrate Bond W eld Distance(m m ) Fig Hardness change at the overlaid section

62 Hardness (HV) Inconel 718 Inconel 625 Stellite 6 Nimonic Substrate Distance (mm) Bond Weld Fig Hardness change after high temperature exposure at 400, 24hr

63 4.4 상온및고온마찰마모시험후의각용가재별오버레이층의 에로젼특성 Fig. 4.19는캐비테이션에로젼시험결과를나타낸것이다. 시편별에로젼특징은 Co 基합금인 Stellite 6의경우에 Ni 基초합금인 Inconel 625, Inconel 718과 Nimonic 80A보다큰에로젼을보이는것을알수있다. Ni 基초합금의경우에는에로젼현상이거의동일하였고 Inconel 718의경우가장낮은에로젼특성을보였다. 캐비테이션에로젼현상은피로균열의발생과입계면에따르는전파거동에의해발생되는현상으로보고되고있다. 29) 그러므로오버레이층의표면에피로균열의발생장소인미세한응력집중부가많을수록캐비테이션에로젼이많이발생한다고사료된다

64 70 Wear Loss ( (? m X 10 ³g) Stellite 6 Inconel 718 Inconel 625 Nimonic 80A Fig Result of the Cavitation-erosion test

65 5. 결론 본연구에서는 Ni 基초합금인 Nimonic 80A를모재로사용하여새롭게적용되고있는 PTA공정을적용하면서모재의용접전확산열처리의유무에따른미세조직특성을비교분석하였으며, Inconel 625, Inconel 718, Stellite 6 용가재를이용한오버레이후고온마모시험과에로젼시험을통하여그특성을검토하였다. 본연구를통하여얻은주요결과들은다음과같다. 1. PTA를이용한 Overlay 용접후, 각용가재의용접부단면을금속현미경관찰을실시한결과 HAZ부에서저융점석출물에의한균열이발견되었다. 저융점석출물인 Si의확산을위해용접전확산열처리 (1080, 5h/ AC) 와확산시간제어를통하여저융점금속의집중분포를억제하여균열을방지할수있었다. 2. 용접부밸브시트재질인 Stellite 6를상대마모재로하여상온및고온 (400 ) 마찰마모시험의결과상온에비해고온마모량이적은것으로나타났고 Stellite 6의경우고온마모량이다소증가한것으로나타났다. 특히 Inconel 625와 Inconel 718의경우, 상온마모량에비해고온마모량이 50% 가량감소한것으로나타났는데이는 Inconel의성질중시효에따른석출강화에기인한것으로사료된다. 3. 고온시편과상온시편의경도분포의변화를비교한결과전시편에걸쳐고온시편이상온시편에비해낮은경도값을나타내었다. Inconel 625, Inconel 718의경도차이에서는 Nb의함량에따라금속간화합물의석출거동이많고적음에따라, 그리고상변화의량이경도변화에기인한

66 것으로사료된다. 또한 Co 基합금재인 Stellite 6 의경우에도고온마찰 마모시험에의한공정탄화물의생성양에따라서경도의변화가나타난 것으로사료된다. 4. 캐비테이션에로젼시험의결과는 Stellite 6 의경우가장큰에로젼 특성을보였고 Nimonic 80A, Inconel625, Inconel 718 순으로점차 낮은에로젼특성을보였다. 본연구에서는 PTA공정전모재의확산열처리를통해균열이없는우수한 HAZ부를얻을수있었다. 그러나각용가재별로용접하고고온및상온마찰마모시험을통한각기다른결과를얻을수있었다. Co 基합금인 Stellite 6는상온및고온마찰마모시험에서 3가지의용가재중가장우수한내마모성을나타내지만캐비테이션에로젼시험에서는다소우수성이떨어지는결과를보였다. Nimonic과같은 Ni 基의 Inconel 625, Inconel 718은 Stellite 6에비해상온및고온마찰마모시험에서내마모성이다소떨어지지만 Inconel 625와 Inconel 718의경우상온마찰마모시험에비해고온마찰마모시험에서우수한특성을보였다. 또한캐비테이션에로젼특성에서도 Stellite 6에비해탁월한특성을보였다

67 참고문헌 1. 황순영외 : 국내용사 / 오버레이용접기술의현황과전망, 대한용접학회지, Vol. 20, No. 4 (2002) p. 72~73 2. 대한용접학회 : 용접접합편람 (1998) p 김영섭 : Plasma Transferred Arc(PTA) Surfacing Process, 대한용접학회지, Vol. 14, No. 2 (1996) p W. betteridge et al., : The Nimonic Alloys 2nd Edition, N.Y. : Edward Arnold Co., (1974) p G.W. Meetham, : The Development of Gas Turbine Materials, London : Applied Science Publishers, (1981) p W. betteridge et al., : The Nimonic Alloys and Other Nickel base High Temperature Alloys : Edward Arnold Co., (1974) p 藤田利夫外 : Ni 基超合金における合金元素の役割日本金屬學會誌, 第 16 券, 第 4 號, (1977), p.231~ SPECIAL METALS : Nimonic R alloy 80A : (2004) 9. SPECIAL METALS : Nimonic R alloy 80A : (2004) 10. Pelloux R. M. N. et al., Trans AIME, 218, (1960), p Douglass D. L., "Fundamentals of the Reactions Between Metals and Their Environment at High Temperature ", SAMPE, 16th National Symposium, Andheim, Califonia, (1971) 12. Gibbons T.B. and Hopkins BE., Met. Sci. Jnl. 5, (1971), p W. Betteridge et al., The Nimonic Alloys. 2nd Edition,(N.Y. : Edward Arnold Co., 1974), p R. Thamburaj et al., "Post Weld Heat Treatment Cracking in Superalloys", Int. Met. Review, 28, 1, (1983), p

68 15. 井川搏, 現代溶接抆術大系 ( 東京 : 産業出版, 1980), 第 14 卷, p R. M. Manning, "The Importance of Preheat/Post Heat in Repair Welding", Weld Journal, 62, 5, (1983), p 井川搏外, 現代溶接抆術大系 ( 東京 : 産業出版, 1980), 第 14 卷, p C. T. Sims et al., The Superalloy, (N.Y. : John Wiley & Sons, Inc., 1972), p W. Betteridge et al., The Nimonic Alloys. 2nd Edition,(N.Y. : Edward Arnold Co., 1974), p H. L. Eiselstein, ASTM STP 369 (1965), p J.F. Barker, D.D. Krueger and D.R. Chang : Thermomechanical Processing of Inconel 718 and Its Effect on Properties in "Advanced High-temperature Alloys", ed. by S.M. Allen et. al. ASM(1985), p J.F. Barker, Superalloy 718-Metallurgy and Application, TMS, Warrendale, Pennsylvania(Proceedings Form International Symposium on Alloy 718, Pittsuburgh, Pennsylvania), (1989), p W.L. Kimmerle, M.T. Miglin and J.L. Nelson, in Reference No.3, p L.A. James, in Reference No.3, p T.A. Roach, in Reference No.3, p J. Kolts, in Reference No.3, p O.A. Onyewueny, in Reference No.3, p S. Widge, W.P. Rehrer and J.F. Radavich, in Reference No.3, p

69 29. W.J. Mills, in Reference No.3, p H.J. Wagner and A.M. Hall, "Physical Metallurgy of Alloy 718" Defence Metal Information Center Report 217, Battelle Memorial Institute, Columbia, June 1 (1965) 31. W.J. Mills, Effect of Heat Treated on the Tensile and Fracture Toughness Behavior of Alloy 718 Weldment (1984) 32. E.A. Loria, J. of Metals, July (1988), p E.R. Baek, J.Y. Jung and S.H. Ahn, "Trend of Weld Sunfacing Technology", Journal of KWS, vol. 15, no. 5,(1997) p.11~ 대한용접학회편, 용접 접합편람, 명현문화사,(1998) p.717 ~ 日本溶接學會編, 溶接 接合便覽, 第 4 章肉盛溶接, 丸善, (1990) p.693~ ASM International, ASM Handbook, vol. 18, (1992) p.758 ~ 백신영 나은영, Nimonic 80A 초내열합금의경도와전기화학적부식에미치는시효열처리의효과, 한국박용기관학회지, vol. 22, no.5, (1998) p.84~ ASM International, ASM Handbook, vol. 4, (1991) p.793 ~ ASM International, ASM Handbook, vol. 6, (1993) p.572 ~ W. betteridge et al., : The Nimonic Alloys 2nd Edition, N.Y. : Edward Arnold Co., (1974) p 대한용접학회 : 용접접합용어사전 (2001) p 김영섭 : Plasma Transferred Arc(PTA) Surfacing Process, 대한용접학회지, Vol. 14, No. 2 (1996) p.28~ K. Holmberg and A, Mettews : Coating Tribology, Elsevier Pulication (1994) 44. Emest Rabinowicz : Friction and Wear of Materials, A Wiley Interscience Publication(1995)

70 45. Peter J. : Friction and Wear Transition of Materials, Noyes Publication(1989). 46. 김현근 : 폭팔용사의한내에로젼성서멧피막코팅에관한연구 (2000) p 대한용접학회 : 용접접합편람 (1998) p 대한용접학회 : 용접접합편람 (1998) p Ruzak, P.P. et. al. Japan Welding Journal, 35, 9s-17s (1956) 50. W. betteridge et al., : The Nimonic Alloys and Other Nickel-base High Temperature Alloys : Edward Arnold Co., (1974) p Baohui Tian et al., : Local Microstructure and Its Influence on Precipatation Behavior in Hot Deformed Nimonic 80A, Acta Materialia 51 (2003) p 김희봉, 이창희 : Ni계초내열합금의응고균열, 대한용접학회2l, No. 17, Vol.5 (1999) p.20~ V.M. Desai, C.M.Rao and T.H.Kosel, "Effect of Carbide size on the Abrasion of Co-base Powder Metallurgy Alloys", Wear, vol. 94 (1984) p.89~ 강명신 : PTA 공법에의한 Nimonic 80A 초합금재 Overlay층의열처리에따른마찰마모특성에관한연구 (2005) p