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79 연구논문 페라이트계스테인리스강의재현용접열영향부열피로특성 홍승갑 *, 조민현 * 강기봉 * * POSCO 기술연구소강재솔루션연구그룹 Thermal Fatigue Properties of Synthetic Heat Affected Zone in Ferritic Stainless Steel S. G. Hong*,, M. H. Cho* and K. B.

1 79 연구논문 페라이트계스테인리스강의재현용접열영향부열피로특성 홍승갑 *, 조민현 * 강기봉 * * POSCO 기술연구소강재솔루션연구그룹 Thermal Fatigue Properties of Synthetic Heat Affected Zone in Ferritic Stainless Steel S. G. Hong*,, M. H. Cho* and K. B. Kang* *Steel Solutions Research Group, Technical Research Labs., POSCO, Pohang , Korea Corresponding author : sgab@posco.co.kr (Received October 31, 2008 ; Revised December 22, 2008 ; Accepted February 11, 2009) Abstract Ferritic stainless steel, which has been used as material for decoration parts in automobile, is recently used as material for the exhaust system due to its good performance at high temperature. To improve the fuel efficiency and purify automotive exhaust gas, it is needed to increase the temperature of exhaust gas. However, it is frequently reported that the rising of the temperature of exhaust gas increases thermal stress at exhaust manifold, which results in thermal fatigue failure in welded joints. Therefore, in this study, effects of chemical composition of steel and welding parameters on thermal fatigue properties of synthetic heat affected zone in ferritic stainless steel have been investigated. It has been found that thermal fatigue life in heat affected zone is affected by bead shape of welded joint and amount of soluble Nb in steel. Especially, Nb-Ti added steel has higher thermal fatigue life in comparison to Nb added steel, which is attributed to difference of precipitation behavior in both steels. Key Words : Thermal fatigue, Ferritic stainless steel, Soluble Nb, Synthetic heat affected zone 1. 서론 최근자동차생산량증가, 배기부품의장기보증화, 경량화및배기가스규제강화등으로인해페라이트계스테인리스강의수요가크게증가하고있다. 이와같이자동차배기계부품용으로사용되는페라이트계스테인리스강은사용온도에따라약 600 이하의저온용과 60 0 이상에서사용되는고온용으로크게나눠질수있다. 특히, 최고온도가 900 까지올라가는 Exhaust manifold 의경우, 제작에사용되는강재는고온강도, 고온산화성과더불어고온열피로특성이요구되고있으며, 이와같은물성을얻기위해고Cr 400계스테인리스강에 Nb, Ti, Mo 등이첨가된고온용 400계스테인리스강이개발되고있다. Fig. 1은배기계부품중가장고온부위에사용되는 Exhaust manifold 부품의외관사진을보여준다. 이와같은 Exhaust manifold 부품은주행중엔진으로부터배출되는배기가스가최초로모아지는부품으로써, 주행패턴에따라부품의표면온도가상온 ~ 900 까지변화된다. 이와같은열사이클에수반되는부품의수축과팽창은부품전체에인장및압축응력을부가하게되며, 특히, 형상및조직학적으로취약한용접부를따라극심한열피로손상을받게된다 (Fig. 2). 따라서, 본연구에서는배기계부품의용접부열피로특성에미치는모재성분및용접조건의영향을고찰하 Fig. 1 Appearance of exhaust manifold 大韓熔接接合學會誌第 27 卷第 1 號, 2009 年 2 月 79

$2 Fractured weld joint due to thermal fatigue; Cross section and SEM fractograph 고자, 페라이트계스테인리스강의용접열영향부를대상으로검토한결과를소개하고자한다. 2.1 열피로시험방법 2. 실험방법 Temp.$ ( ) 200 50 30 50 50 30 50 Time(sec) (c) Fig.

( ) 200 50 30 50 50 30 50 Time(sec) (c) Fig.

cycle= 130s) 두께 (t) 1.5mm의판상시험편에대한재현용접열영향부의열피로특성을평가하는데있어서, 유도가열에의한온도제어및열피로시험중발생하는 buckling 현상제어를위해, Fig. 3 와같은특수한지그를사용하였다. 판상시험편의경우중앙에노치를가지는판상시험편 (Fig. 3) 을사용하였으며, 열피로시험조건은 Fig.

이와같은실제품의내구평가의경우, 평가시간및비용이많이소요되고, 소재의용접열영향부의미세 조직및용접부비드형상의영향도를정성적으로구분하여평가하기가힘든단점이있다. 따라서, 본연구에서는판상시험편을이용하여, 배기계부품소재로사용되는강재의용접열영향부열피로특성을정확하게평가하기위한방법을고안하였다.

2 80 홍승갑 조민현 강기봉 Thermocouple Thermal fatigue specimen 90~ ~1.5mm 1.5mm 6.5mm 45mm mm Constraint ratio : 100% Fig. 2 Fractured weld joint due to thermal fatigue; Cross section and SEM fractograph 고자, 페라이트계스테인리스강의용접열영향부를대상으로검토한결과를소개하고자한다. 2.1 열피로시험방법 2. 실험방법 Temp.( ) Time(sec) (c) Fig. 3 Specimen and condition of thermal fatigue test; appearance of jig for thermal fatigue test of thin plate specimen, dimension of specimen, and (c) thermal cycle for thermal fatigue test (1 cycle= 130s) 두께 (t) 1.5mm의판상시험편에대한재현용접열영향부의열피로특성을평가하는데있어서, 유도가열에의한온도제어및열피로시험중발생하는 buckling 현상제어를위해, Fig. 3 와같은특수한지그를사용하였다. 판상시험편의경우중앙에노치를가지는판상시험편 (Fig. 3) 을사용하였으며, 열피로시험조건은 Fig. 3(c) 와같이시험편구속율은 100%, 시험온도구간은 200 ~900, 900 에서유지시간은 30초, 가열및냉각속도는 14 /sec로설정하였다 (1 사이클 =130초 ). 또한, 각사이클마다최대인장하중을측정하여, 초기 5 번사이클내의최대하중값의 70% 에해당되는사이클수를열피로수명으로정의하였다. 2.2 용접열영향부재현자동차배기계부품의열피로내구시험의경우, 엔진배기계단품혹은전제품 (full body) 을엔진에직접장착한후, 특정열사이클을모사하여내구성을평가하게된다. 이와같은실제품의내구평가의경우, 평가시간및비용이많이소요되고, 소재의용접열영향부의미세 조직및용접부비드형상의영향도를정성적으로구분하여평가하기가힘든단점이있다. 따라서, 본연구에서는판상시험편을이용하여, 배기계부품소재로사용되는강재의용접열영향부열피로특성을정확하게평가하기위한방법을고안하였다. 우선 Table 1의 steel A 를대상으로 GMA 용접 (175A, 23V, 77cm/min) 을실시하여, 열피로시험편의중앙노치가용접이음부의용접열영향부에정확하게위치하도록 (Fig. 4) 시험편을가공하여열피로특성을측정하고자하였다. 그러나, 열피로시험결과, 이런형상의시험편경우, 대부분의열피로균열은열피로특성이열악한용접금 Table 1 Chemical composition of steel A, B and C Steel A Steel B Steel C C N Cr Mo Nb Ti Journal of KWJS, Vol. 27, No. 1, February, 2009

페라이트계스테인리스강의재현용접열영향부열피로특성 81 률반경 ( ) 의영향은각각판상시험편중앙노치각도및곡률반경을변화시킴으로써, 그영향도를고찰하였다. Table 2 는앞서언급한강재조성, 용접입열량, 용접비 Fig.

따라서, 용접열영향부의열피로특성만을모사하기위해, MTCS (Metal Thermal Cycle Simulator) 를사용하여, Fig. 5와같은열사이클조건으로용접열영향부조직을재현하였다. 2.

: ~103μm ) 과유사한미세조직을얻을수있는재현열사이클조건 (Fig. 5에서 1350 /10초 ) 을기준으로유지시간을 5초 (G.S.: ~58μm ) 및 20초 (G.S.: ~157μm ) 로변화시켜입열량에따른결정립크기의영향을고찰하였다.

즉, Fig. 7의용접비드와모재가이루는각도 ( ) 와용접비드토우부곡 Fig.

3 페라이트계스테인리스강의재현용접열영향부열피로특성 81 률반경 ( ) 의영향은각각판상시험편중앙노치각도및곡률반경을변화시킴으로써, 그영향도를고찰하였다. Table 2 는앞서언급한강재조성, 용접입열량, 용접비 Fig. 4 Specimen for thermal fatigue test of GMA welded butt joint in steel A 속에서발생혹은, 전파되어, 실제배기계부품의용접열영향부열피로균열을모사하기가힘들었다. 따라서, 용접열영향부의열피로특성만을모사하기위해, MTCS (Metal Thermal Cycle Simulator) 를사용하여, Fig. 5와같은열사이클조건으로용접열영향부조직을재현하였다. 2.3 재현용접열영향부열피로시험변수 본연구에서는 GMA 실용접부의열피로수명에영향을줄수있는인자로, 강재조성, 용접입열량, 용접비드형상등을선택하였다. 이중에서용접입열량은 GMA 실용접부 CGHAZ 조직 (G.S.: ~103μm ) 과유사한미세조직을얻을수있는재현열사이클조건 (Fig. 5에서 1350 /10초 ) 을기준으로유지시간을 5초 (G.S.: ~58μm ) 및 20초 (G.S.: ~157μm ) 로변화시켜입열량에따른결정립크기의영향을고찰하였다. Fig. 6은 GMA 실용접열영향부미세조직 (Fig. 6) 과 1350 /10초의조건으로재현한용접열영향부의미세조직 (Fig. 6) 을보여준다. 또한, 용접비드형상의영향은판상열피로시험편의중앙노치형상을변화시켜살펴보았다. 즉, Fig. 7의용접비드와모재가이루는각도 ( ) 와용접비드토우부곡 Fig. 6 Microstructures of HAZ in GMA welded butt joint and synthetic HAZ simulated by MTCS (1350 /10sec) 1350 /5~20sec [100 /s] [70 /s] Fig. 5 RT HAZ thermal cycle simulated by MTCS (Metal Thermal Cycle Simulator) RT : Angle between weld bead and base metal ρ: Radius of curvature at weld toe h: Height of weld bead from base metal t: Thickness of base metal Fig. 7 Geometrical parameters measured on welds 大韓熔接接合學會誌第 27 卷第 1 號, 2009 年 2 月 81

82 홍승갑 조민현 강기봉 Table 2 Variables used in thermal fatigue test Low High Steel Steel A Steel B Holding time at 1350 5 sec. 20 sec. Notch angle 90 150 Radius of curvature at notch 0.5mm 1.

또한, TEM replica 시험편을이용하여, 모재및재현용접열영향부의석출물분포및종류를확인하였으며, 잔사추출법을이용하여 Nb 및 Ti 석출물의석출량 ( 고용량 ) 을측정하였다. 3. 실험결과및고찰 3.

4 82 홍승갑 조민현 강기봉 Table 2 Variables used in thermal fatigue test Low High Steel Steel A Steel B Holding time at sec. 20 sec. Notch angle Radius of curvature at notch 0.5mm 1.5mm 드형상에따른용접열영향부열피로특성을고찰하기위한변수값범위를나타내고있다. 2.4 미세조직분석 재현용접열영향부및모재의미세조직은 Viller 용액 ( 피크린산 3g+ 염산 3ml+ 에탄올 100ml) 을사용하여약 3 분간부식시켜관찰하였다. 또한, TEM replica 시험편을이용하여, 모재및재현용접열영향부의석출물분포및종류를확인하였으며, 잔사추출법을이용하여 Nb 및 Ti 석출물의석출량 ( 고용량 ) 을측정하였다. 3. 실험결과및고찰 3.1 재현용접열영향부열피로수명에미치는용접조건영향 페라이트계스테인리스강의용접열영향부열피로특성에미치는강재및용접조건의영향을규명하기위해, Table 2와같은 4가지의영향인자를 2수준으로변화시키고, 반복을 2번실시하는 Full factorial design 의실험계획법 (DOE) 에의한통계실험을실시하였다. 용접입열량변화는 1350 에서의유지시간변화 (5초 & 20초 ) 로제어하였으며, 이때결정립크기는각각 58μm및 157μm이었다.(Fig. 8) Table 3은실험계획법에의해진행한열피로시험결과를보여주고있다. 앞서언급한 4가지인자중강재, 용접비드각도 ( ), 용접비드노치부곡률반경 (R) 값은통계적으로유의한인자로검증되었으나, 용접입열량은유의하지않은것으로나타났다. 즉, 용접열영향부열피로수명은강재조성과용접비드형상에만영향을받을뿐, 용접입열량과는무관한것으로확인되었다. Fig. 9 은이와같은주인자 ( 강재, 용접비드형상 ) 의영향도를나타낸다. 용접비드형상의영향에해당하는노치부각도및곡률반경효과의경우, 노치부각도가클수록, 곡률반경이클수록노치부에서응력집중계수가작기때문이다. Fig. 7과같은용접비드형상을가지는용접토우부의응력 Fig. 8 Microstructures of Synthetic HAZ simulated at 1350 /5sec and 1350 /20sec (steel A) Table 3 Thermal fatigue life depending on variables steel A B Angle ( ) Radius (mm) Time (sec) Fatigue life (cycle) 집중계수는아래의 Lawrence 식 (1) 및 Anthes 식 (2) 과같이모재와이루는용접비드각도 ( ) 및토우부곡률반경 ( ) 과매우밀접한관계가있는것으로알려져있다 1-3). 82 Journal of KWJS, Vol. 27, No. 1, February, 2009

페라이트계스테인리스강의재현용접열영향부열피로특성 83 위식중에서 Lawrence 식 (1) 을가지고, 두께 (t) 2mm 소재의용접부비드각도및토우부곡률반경값에따른응력집중계수를계산해보면, Table 4과같이, 비드형상에따라, 약 2배까지차이를보임을알수있다. 따라서, Fig.

Fig. 10에서보듯이, steel A에비해 Nb 합금첨가량이많고, Ti이복합첨가된 steel B가열피로수명이증가하였다. 일반적으로페라이트계스테인리스강에있어서고온항복강도에미치는 Nb, Ta, Ti, Mo 등과같은미량합금원소효과를보면, Nb가첨가량대비가장우수한고온물성을나타내는것으로보고된다 4).

0mm 500 453 412 400 308 300 Steel A Steel B Steel C Fig. 10 Thermal fatigue life of steel A, B and C 하지않고석출이되면, 열피로수명은감소하는것으로알려져있다 [5]. 특히, Fig.

5 페라이트계스테인리스강의재현용접열영향부열피로특성 83 위식중에서 Lawrence 식 (1) 을가지고, 두께 (t) 2mm 소재의용접부비드각도및토우부곡률반경값에따른응력집중계수를계산해보면, Table 4과같이, 비드형상에따라, 약 2배까지차이를보임을알수있다. 따라서, Fig. 9에서보여지는비드각도및토우부곡률반경의증가에따른열피로수명증가는용접토우부에작용하는응력집중계수값의감소때문으로판단된다. 3.2 재현용접열영향부열피로수명에미치는강재조성의영향 Fig. 10은 steel A, B, C의열피로수명을나타낸다. 용접열영향부재현조건은 1350 /10초로하였으며, 시험편노치각도 ( ) 및곡률반경 ( ) 은각각 120 o, 1mm로하였다. Fig. 10에서보듯이, steel A에비해 Nb 합금첨가량이많고, Ti이복합첨가된 steel B가열피로수명이증가하였다. 일반적으로페라이트계스테인리스강에있어서고온항복강도에미치는 Nb, Ta, Ti, Mo 등과같은미량합금원소효과를보면, Nb가첨가량대비가장우수한고온물성을나타내는것으로보고된다 4). 그러나, 이와같은 Nb 라도고온에서고용상태로존재 Thermal fatigue life(cycles) Steel A Steel B mm 1.5mm (1) (2) Thermal fatigue life(cycles) 600 θ:120 R:1.0mm Steel A Steel B Steel C Fig. 10 Thermal fatigue life of steel A, B and C 하지않고석출이되면, 열피로수명은감소하는것으로알려져있다 [5]. 특히, Fig. 11의 TEM 사진에서보듯이 steel A의경우, 상당량의 NbC가석출되어있는반면, steel B의경우, 조대한 (Ti, Nb)(C, N) 를제외하고는 NbC 탄화물은거의존재하지않았다. 또한, 잔사추출결과에서도적은양 (0.343wt.%) 의 Nb가첨가된 steel A 는 0.08wt.% 의 Nb가석출물로존재함에반해, 더많은양 (0.48wt.%) 의 Nb가첨가된 steel B의경우, 0.05wt.% 의 Nb만이 (Ti, Nb) (C, N) 형태로석출됨을확인할수있었다. 이것은 steel B의경우, Ti이 Nb와함께복합적으로첨가됨에따라, 고온에서안정한조대한 (Ti, Nb)(C, N) 가먼저석출되면서모재에고용되어있는 C, N의농도를저하시키고, 이것은결국 Ti계석출물에비해낮은온도에서석출되는 NbC의석출을억제하는효과를가져옴으로써, 모재의고온 Nb량을증가시킨것으로판단된다. 따라서, steel A에비해 steel B의열피로수명이증가한것은, Nb 합금첨가량증가및 Ti 복합첨가로인 Steel Angle Radius Fig. 9 Effects of variables used on thermal fatigue life Table 4 Stress concentration factor depending on weld bead shape Kt (Lawrence) =90 / ρ= =150 / ρ= Fig. 11 Transmission electron micrographs showing distribution of NbC in steel A and (Ti, Nb)(C, N) in steel B 大韓熔接接合學會誌第 27 卷第 1 號, 2009 年 2 月 83

84 홍승갑 조민현 강기봉 한고용 Nb량의증가때문으로사료된다. 그러나, 강재합금조성이유사한 steel B와 steel C의열피로수명을비교해보면, steel C의열피로수명이낮은것을알수있다. 두강재의미세조직을조사한결과, Fig.

10의열피로수명과강재의고용 Nb량비교에서도알수있듯이, 페라이트계스테인리스강의열피로수명은강재의고용 Nb량과매우밀접한관계가있으며, 또한모재합금성분이동일하다하더라도, 강재제조과정상에서석출물제어를잘못하게되어, 고용 Nb NbC 량을확보하지못하게되면열피로수명증가는기대하기어려울것으로사료된다. 4.

2) 용접부비드각도및토우부곡률반경변화는비드토우부의작용하는응력집중계수의차이를유발하여, 열피로수명에영향을주는것으로사료된다. 3) 용접열영향부열피로수명은모재 Nb 첨가량보다는고용 Nb량증가에의해향상되는것으로확인되었다.

$Lawrence F.V., Mattos R.J., Higashida Y., Burk J.D.: Estimating the fatigue crack initiation life of welds, Fatigue testing of weldments, ASTM STP 648, (1978), 134-158 3. Yung J.Y., Lawrence F.V.: Analytical and graphical aids or the fatigue design of weldments, Fatigue fracture engineering Material Structure, 8-3, (1985), 223-241 4.$

6 84 홍승갑 조민현 강기봉 한고용 Nb량의증가때문으로사료된다. 그러나, 강재합금조성이유사한 steel B와 steel C의열피로수명을비교해보면, steel C의열피로수명이낮은것을알수있다. 두강재의미세조직을조사한결과, Fig. 12에서보듯이, steel B와 steel C의합금성분이유사하더라도, steel C의경우, steel B에비해미세한 NbC 탄화물이매우많이석출되어있음을확인할수있다. Steel A, B, C의고용 Nb량을측정한 Fig. 13의결과에서도확인할수있듯이, steel C의경우, steel B에비해고용 Nb량이약 0.09wt.% 정도적음을알수있다. 결국, Fig. 10의열피로수명과강재의고용 Nb량비교에서도알수있듯이, 페라이트계스테인리스강의열피로수명은강재의고용 Nb량과매우밀접한관계가있으며, 또한모재합금성분이동일하다하더라도, 강재제조과정상에서석출물제어를잘못하게되어, 고용 Nb NbC 량을확보하지못하게되면열피로수명증가는기대하기어려울것으로사료된다. 4. 결론 본연구를통해정립한판상시험편의용접열영향부열피로시험방법을이용하여, 용접열영향부열피로수명에미치는강재및용접조건의영향을검토한결과, 다음과같은결론을도출할수있었다. 1) 용접열영향부열피로수명에강재합금성분, 용접부비드각도및토우부곡률반경등이영향을미치는것으로확인되었으며, 용접입열량차이에따른미세조직변화는열피로수명에영향을미치지않는것으로확인되었다. 2) 용접부비드각도및토우부곡률반경변화는비드토우부의작용하는응력집중계수의차이를유발하여, 열피로수명에영향을주는것으로사료된다. 3) 용접열영향부열피로수명은모재 Nb 첨가량보다는고용 Nb량증가에의해향상되는것으로확인되었다. 4) Nb 단독첨가보다, Nb-Ti 복합첨가의경우, 고용 Nb량이증가하는것으로확인되었으며, 이는 Ti 첨가에의해고온영역에서 (Ti, Nb)(C, N) 이우선적으로석출되면서고용 C, N을낮춰줘서낮은온도에서의 NbC 석출을억제시켰기때문으로판단된다. 참고문헌 Fig. 12 Optical and SEM micrographs of steel B and steel C Nb amounts in solid solution (wt.%) Radaj D., Sonsino C.M.: Fatigue assessment of welded joints by local approaches, Abington Publishing, Cambridge, Lawrence F.V., Mattos R.J., Higashida Y., Burk J.D.: Estimating the fatigue crack initiation life of welds, Fatigue testing of weldments, ASTM STP 648, (1978), Yung J.Y., Lawrence F.V.: Analytical and graphical aids or the fatigue design of weldments, Fatigue fracture engineering Material Structure, 8-3, (1985), N. Fujita, K.Ohmura, M.Kikuchi, T.Suzuki, S.Funaki and I. Hiroshige: Effect of Nb on high-temperature properties for ferritic stainless steel, Scripta Materialia, 35-6, (1996), N. Fujita, K. Ohmura and A. Yamamoto: Changes of microstructures and high temperature properties during high temperature service of Niobium added ferritic stainless steels, Materials Science and Engineering A351, (2003), Steel A Steel B Steel C Fig. 13 Amount of soluble Nb in Steel A, B and C 84 Journal of KWJS, Vol. 27, No. 1, February, 2009

Characteristic of Stainless Steel 304 vs. 316 STS 비교 스테인리스강화학성분비교 (ASTM A 479 Standard) Type UNS No. C Si 304 S S max 0.08

Characteristic of Stainless Steel 304 vs. 316 STS 비교 스테인리스강화학성분비교 (ASTM A 479 Standard) Type UNS No. C Si 304 S S max 0.08 304 vs. 316 STS 비교 304 316 스테인리스강화학성분비교 (ASTM A 479 Standard) Type UNS No. C Si 304 S30400 316 S31600 0.08 0.08 1.00 1.00 Mn P S Cr 2.00 2.00 0.045 0.045 0.050 0.050 18.00 20.00 16.00 18.00 Ni 8.00 10.5