[Research Paper] 대한금속 재료학회지 (Korean J. Met. Mater.), Vol. 54, No. 9 (2016), pp.659~671 DOI: 10.3365/KJMM.2016.54.9.659 659 1Cr-1.25Mo-0.25V 강잉곳의응고편석및균질화거동 김동배 1,3 나영상 2,* 서성문 2 이재현 3 1 대구기계부품연구원 2 한국기계연구원부설재료연구소 3 창원대학교나노신소재공학과 Solidification Segregation and Homogenization Behavior of 1Cr-1.25Mo-0.25V Steel Ingot Dong-Bae Kim 1,3, Young-Sang Na 2,*, Seong-Moon Seo 2, and Je-Hyun Lee 3 1 Dae-gu Mechatronics & Materials Institute, Daegu 42714, Republic of Korea 2 Korea Institute of Materials Science, Gyeongnam 51508, Republic of Korea 3 Changwon National University, Department of Metallurgy & Materials Engineering, Gyeongnam 51140, Republic of Korea Abstract: As a first step to optimizing the homogenization heat treatment following high temperature upset forging, the solidification segregation and the homogenization behaviors of solute elements were quantitatively analyzed for 1Cr-1.25Mo-0.25V steel ingot by electron probe micro-analysis (EPMA). The random sampling approach, which was designed to generate continuous compositional profiles of each solute element, was employed to clarify the segregation and homogenization behaviors. In addition, ingot castings of lab-scale and a 16-ton-sized 1Cr-1.25Mo-0.25V steel were simulated using the finite element method in three dimensions to understand the size effect of the ingot on the microsegregation and its reduction during the homogenization heat treatment. It was found that the microsegregation in a large-sized ingot was significantly reduced by the promotion of solid state diffusion due to the extremely low cooling rate. On the other hand, from the homogenization point of view, increasing the ingot size causes a dramatic increase in the dendrite arm spacing, and hence the homogenization of microsegregation in a large-sized ingot appears to be practically difficult. (Received November 18, 2015; Accepted March 17, 2016) Keywords: 1Cr-1.25Mo-0.25V steel, solidification segregation, homogenization, secondary dendrite arm spacing, residual segregation index 1. 서론 합금의응고시고상과액상간용질원소의고용도차이에기인한편석은응고된잉곳내에서수지상발생을촉진시키고이들수지상사이에서의미세편석을필연적으로발생시킨다 [1]. 산업현장에서대형잉곳의열간단조에앞서초기 업셋단조또는별도의균질화처리시고온에서장시간유지 시키는것은이같은조성적편석을제거하기위한것이다. 합금강에있어서일반적인균질화처리는약 1200 ~ 1300 범위에서이루어진다. 그러나균질화처리시유지시간은잉 *Corresponding Author: Na, Young-Sang [Tel: +82-55-280-3377, E-mail: nys1664@kims.re.kr] Copyright c The Korean Institute of Metals and Materials 곳의편석정도에대한확인없이잉곳의직경에의존하여경 험적으로아래와같은 Stanfield 식을적용하여결정하는경 우가많다 [2]: [1] 여기서 는잉곳의직경 (inch), 그리고 는유지시간 (hr.) 을 나타낸다. 1Cr-1.25Mo-0.25V 강은발전용증기터빈의로터샤프트 (Rotor Shaft) 제조에사용되는소재이다. 최근원자력및화 력발전소의효율과신뢰성향상을위해로터를비롯한요소 부품들을대형화하거나일체화시키는추세에대응하여약
대한금속 재료학회지제 54 권제 9 호 (2016 년 9 월 ) 660 Table 1. Chemical composition of 1Cr-1.25Mo-0.25V steel used in the present work. Elements C Si Mn P S Ni Cr Mo V Wt% 0.29 0.25 0.89-0.001 0.41 1.05 1.25 0.26 에서조성분석을행한후용질원소의편석방향에따라오름차순혹은내림차순으로정렬하여응고미세조직에서각원소의연속적인조성변화를얻는방법으로써로그변환한 Scheil 혹은고상의확산을고려한 modified Scheil 식의선형회귀분석을통해각용질원소의분배계수를얻을수있다 [7,8]. 이같은 RS 법은 DSQ 혹은 MZQ 법과는달리추가적인응고실험을필요로하지않기때문에응고시용질원소의 Fig. 1. Homogenization heat treatment cycle applied to investigate the homogenization behavior of solute elements. 10 ~ 100 톤중량의대형잉곳들이사용되고있다. 만약 Stanfield 경험식을적용하여무게 40 ton, 직경 70 인치정도 의 1Cr-1.25Mo-0.25V 강잉곳을 1250 에서단조또는균 질화처리시유지시간은약 2 일이상이소요된다는것을알 수있다. 하지만이같은열처리를통해잉곳편석이어느정 도균질화되었는지는확인할수없다. 결과적으로이것은에 너지과소비와이산화탄소과다배출에의한환경 / 에너지문 제를악화시키는결과를가져온다. 따라서열간단조공정에 있어서에너지사용량및이산화탄소배출량을줄이기위해 균질화유지시간에따른잉곳편석변화에대한정량분석적 접근은매우유용한연구가될것으로기대된다. 합금의응고편석분석에는다양한방법들이사용된다. 이 중직접적인방법으로는일방향응고도중급냉하여성장하 는고상의고 / 액계면을얻은후계면에서의고상및액상의 조성을측정하여응고편석정도를구하는일방향응고급냉 (Directional Solidification followed by Quenching, DSQ) 법 과합금을고 / 액공존구간으로가열한후급냉하여급냉한고 상및액상의조성을측정함으로써편석정도를구하는고 / 액 공존구간급냉 (Mushy zone quenching, MZQ) 법등이있다 [3-5]. 하지만위에언급한직접적인방법들은추가적인응고 실험이필요할뿐만아니라 1Cr-1.25Mo-0.25V 강등과같이 응고후냉각도중 등의고상변태를거치는합금의경 우이에따른조성변화를반영하지못하는단점이있다. 이 와는달리합금의응고편석분석을위한간접적인방법으로 는 Flemings에의해제안된무작위추출 (Random sampling, RS) 법을들수있다 [6,7]. RS 법은응고가완료된합금시험 편일부분을임의의기준선망 (grid) 으로나누고각각의위치 편석거동분석을위해널리사용되고있다 [7,9-12]. 다만, RS 법을적용하기위해서는조성분석을위한기준선망의크기가합금의전체응고조직을대변할수있을정도즉, 수지상간격이상으로커야만한다. 또한 Al-Si 합금및니켈계초내열합금과같이응고미세조직내에정출혹은석출한 Si 입자및탄화물들이존재하는경우조성분석결과를통계처리할때노이즈로작용할가능성이높기때문에세심한주의가요구되며, 정출혹은석출상이없는단상의미세조직을갖는합금에의적용이보다용이하다고할수있다. 본연구에서는 1Cr-1.25Mo-0.25V 강잉곳의응고편석및편석저감에미치는 1250 에서의균질화처리유지시간의영향을파악하기위해약 5 kg 중량의 1Cr-1.25Mo-0.25V 강잉곳을진공유도용해를통해제조하고, 주조상태에서주요용질원소들의응고편석을 RS 법을적용하여조사하였다. 이와함께 1Cr-1.25Mo-0.25V 강의균질화처리가이루어지는 1250 에서의유지시간이응고편석의저감에미치는영향을동일한형태의 RS 법을사용하여조사한후 1Cr-1.25Mo-0.25V 강의조성균질화에미치는열처리유지시간의영향을파악하였다. 아울러실험실용소형잉곳에대해얻은본실험결과를토대로실제산업현장에서사용되는수십톤크기를갖는대형잉곳으로의확대적용을위한방법론적측면에대해서도고찰하였다. 2. 실험방법 2.1 재료및시편제조본연구에사용한합금은 1Cr-1.25Mo-0.25V 합금강으로진공유도용해를통해 5.3 kg 용량의실험실용소형잉곳을제조하였다. 제조한잉곳은몸체의크기가폭 70 mm x 70 mm x 높이 130 mm 인사각바 (Bar) 형태이고, 직경 60 mm
661 김동배 나영상 서성문 이재현 (Back-scattered Electron) 화상을통해응고미세조직을관찰하였다. 1250 에서각각의유지시간별로열처리가완료된시험편또한응고미세조직과동일한방법으로시편을준비하고균질화열처리에따른미세조직변화를관찰하였다. Fig. 2. 3-dimensional model for the prediction of SDAS in large ingot casting. x 높이 50 mm 크기의단열시킨압탕을사각바위쪽에설치 하여압탕쪽으로최종응고가진행되도록설계하였다. 또한 사각바형태의잉곳주조에는저탄소강주형이사용되었다. 표 1은실험실용잉곳의분광분석을통해측정한조성을나 타낸것이다. 제조된잉곳은길이방향으로중심부를절단하여거시조직을관찰하고, 중심부와잉곳하부영역에서각각시험편을 준비한후균질화열처리의영향을파악하기위해열처리를 진행하였다. 그림 1 은균질화열처리사이클을보인것으로 열처리시험편은승온시 mass effect 를고려하여중심부와 표면의온도편차를최소화하고, 응력에따른결함요인을억 제하기위하여 680 에서 12 시간유지하고 900 에서 5 시간유지한후균질화열처리온도인 1250 에서각각 1, 5, 10, 18시간열처리후공냉하여준비하였다. 2.2 거시 / 미세조직분석 진공유도용해한잉곳은길이방향으로중심부를절단하여 연마한후 2% Nital 시약을사용하여거시조직을관찰하였 다. 아울러거시조직관찰결과를바탕으로잉곳의각위치에 서시험편을채취하고에칭한후광학현미경과 EPMA (Electron Probe Micro-Analyzer, Cameca, SX-100) 의 BSE 2.3 정량분석방법및편석데이터분석잉곳의응고편석및균질화에따른편석저감효과를분석하기위한조성분석에는 Cameca 사의 SX-100 장비와 Shimadzu 사의 EPMA-1600 EPMA 장비를사용하였다. EPMA 정량분석시 X-선샘플링은가속전압 20 kv, Beam 크기 5 μm를사용하여에칭하지않은경면연마한시험편에서수행하였으며, 정량분석을위한표준시료로는고순도원소를사용하였다. 잉곳응고시냉각속도가가장낮은부분인잉곳중심부에서측정한 2차수지상간격은약 80 μm 정도를갖는것으로확인되었다. RS 법적용을위한 EPMA 정량분석은주조상태의잉곳시험편과각시간별로균질화된열처리시험편등에서수행하였다. 주조상태잉곳에서측정한 2차수지상간격을고려하여잉곳중심부 V 편석영역과잉곳하부의역편석영역에서각각무작위로 120 μm 120 μm의기준선망을 3 곳설정하고, 각기준선망에서 30 μm 간격으로 25 부분씩전체 75 부분에서정량데이터를수집하였다. 측정된정량분석결과는 Flemings [6] 와 Gungor [11] 에의해제안된방식을기반으로응고시용질원소의분배계수 (partition coefficient, ) 에의존하여 인경우오름차순, 그리고 인경우내림차순으로정렬하였다. 이때용질원소의 값은 TCFE6 (Thermo-Calc Software AB) 데이터베이스를사용하여계산한 Thermo-Calc Scheil 해석결과값을참조하였다. 정렬된용질원소 의 EPMA 정량데이터는 1에서전체데이터개수 까지각각의데이터에상응하는등번 (rank number) 을부여하고, 응고시고상분율 의변화범위 에서 의식을적용하여 에따른용질원소의연속적인조성변화값을얻었다 [7,8]. 이와같이얻은용질원소조성변화값을토대로주조상태의용질원소편석정도와균질화열처리시유지시간에따른균질화정도를비교, 분석하였다. 2.4 잉곳의응고해석본연구에서사용한실험실용소형잉곳의냉각속도변화, 이에따른수지상간격및 2차수지상간격변화등을예측하기위해상용유한요소해석프로그램인 ProCAST를사용하
대한금속 재료학회지제 54 권제 9 호 (2016 년 9 월 ) 662 Fig. 3. Typical microstructures ((b) ~ (g)) of as-cast 1Cr-1.25Mo-0.25V steel observed at the positions marked with white solid points in (a). Macrostructure showing macroscopic segregation is also exhibited at (a). 여잉곳제조공정을유동 / 응고해석하였다. 해석에사용한 1Cr-1.25Mo-0.25V 강의열물리적특성은표 1에보인화학조성을기반으로 ProCAST 내부의 Computherm 모듈을사용해계산한값을사용하였으며, 그외금속재주형및단열슬리브등의열물리적특성은 ProCAST 내부에 DB화되어있는값을사용하였다 [13]. 각소재사이의열전달은열전달계수 를사용하여처리하였으며각소재사이의열전달정도등을고려하여금속주형과용탕사이의열전달에는 = 1,000 W/m 2 /, 그리고용탕및주형과단열슬리브사이의열전달계수는 = 500 W/m 2 / 의값을가정하여사용하였다. 실험실용잉곳과함께그림 2에보인것과같이 1Cr-1.25Mo-0.25V 합금강으로제조되는길이약 2.1 m 직경 1.25 ~ 1.07 m의약 16 톤급대형잉곳에대한주조공정해석을함께수행하고, 응고미세편석및균질화처리에미치는잉곳크기의영향을조사하였다. 대형잉곳의주조는잉곳의하부로부터용탕이주입되는하주법에의해제조되었으며, 용탕의주입속도는 170 mm/min. 의값을갖는것으로가정하고해석하였다. 대형잉곳해석시각소재사이의열전달계수는주물 / 주형의경우 600 W/m 2 / 의값, 그리고금속소재인주물및주형과단열재사이의열전달계수는 100 W/m 2 / 의값을사용하였다 [14]. 3. 실험결과 3.1 거시조직및미세조직분석 1Cr-1.25Mo-0.25V 잉곳의주조후단면거시조직및잉곳각위치에서의미세조직을그림 3에나타내었다. 잉곳의거시조직은길이약 180 mm의소형임에도불구하고전형적인주조잉곳의단면구조를보였다 [15]. 그림 3(a) 에표시한것과같이잉곳의중심부에는 V 편석대와일부수축결함이관찰되었으며, 잉곳의하부에는아래쪽으로폭이넓어지는역편석대가뚜렷하게관찰되었다. 반면에대형잉곳중심부 V 편석대와잉곳의 chill 영역사이에서관찰되는 A 편석대의경우본소형잉곳의거시조직에서는명확하게관찰되지는않았다. 잉곳의각위치별미세조직관찰결과그림 3(b) ~ 그림 3(g) 에보인것과같이잉곳의전체위치에서수지상응고조직을확인할수있었으며, 주형과접하는잉곳의최외곽표면부를제외하고는잉곳의위치에상관없이비슷한형태의미세조직을나타냈다. 잉곳의냉각속도를유추해볼수있는 2차수지상간격의경우잉곳의중심부 ( 그림 3(d)) 와잉곳의하부 ( 그림 3(f)) 및하부표면근처 ( 그림 3(g)) 에서각각 86.5 μm, 80 μm 및 79.4 μm로각위치별로큰차이를나타내지않았지만, 냉각속도가빠를것으로예상되는잉곳의하부와표면근처로갈수록수지상간격이감소하는경향을나타내었다. 다만, 그림 3(d), (f) 및 (g) 에보인영역을제외한부분에서는응고후냉각시고상에서의상변태및결정립의방향성으로인해명확히 2차수지상간격을측정하기어려웠다.
663 김동배 나영상 서성문 이재현 Fig. 4. Optical micrographs showing the influence of homogenization treatment times at 1250 on the microstructural changes of V-segregation zone of the 1Cr-1.25Mo-0.25V steel ingot: (a) as-cast, (b) 1 hr., (c) 5 hr., (d) 10 hr., (e) 18 hr., and (f) sampling position. Fig. 5. EPMA compositions measured at various locations of the as-cast 1Cr-1.25Mo-0.25V steel ingot. 그림 4 는 1250 에서균질화처리시열처리시간에따른 잉곳의 V 편석영역의미세조직변화를보인것이다. 그림에 서확인할수있듯이 1250 에서의열처리시간이증가함에 따라초기오스테나이트결정립크기가상대적으로빠르게 조대화되는경향을나타냈다. 1250 에서 18 시간으로열 처리시간이더욱증가한경우약 600 ± 200 μm 까지초기오 스테나이트크기가증가하는것으로확인되었으며, 열처리 후냉각시오스테나이트결정립계를따라페라이트형성이 관찰되었다. 이같은경향은본연구와동일한합금을사용하 여 1200 에서균질화처리한시험편의미세조직관찰결과 와도잘일치한다 [16]. 아울러, V 편석영역에서균질화처리시관찰된결정립조대화는잉곳하부에형성된역편석대영역의열처리결과에서도비슷한형태로나타났다. 한편, 그림 4(a) 의미세조직에서부분적으로밝게관찰되는영역은응고시형성된수지상간영역이다. 이들수지상간영역은그림 5에보인 EPMA 결과에서확인할수있듯이 V 편석대및역편석대를포함한잉곳전체위치에서의용질원소평균조성에비해망간 (Mn), 바나듐 (V), 크롬 (Cr), 몰리브데늄 (Mo) 및실리콘 (Si) 등의조성, 특히 V 및 Mo의조성이매우높은것으로측정되었다. 열처리시간이증가함에따라이같은수지상응고조직은그림 4(b) 및그림 4(c) 에서확인할수있듯이점차감소하는경향을보였으며 1250 에서 10 시간이상열처리한시편에서는조성적편석의확산균질화가진행됨에따라수지상응고조직이거의사라진것을확인할수있었다 ( 그림 4(d), (e)). 3.2 응고편석분석잉곳주조시응고편석은실제잉곳의크기스케일에서발생하는거시편석과수지상간격스케일에서발생하는미세편석으로구분할수있다. 이중거시편석은용탕주입시의유동, 용탕및주형의온도분포, 중력, 용질원소의밀도차이에따른부력등주로대류현상과관련된인자들에의존해발생하는것으로알려져있다 [17-19]. 그림 5는주조후잉곳의각위치에서측정한 EPMA 분석결과를나타낸것이다. 잉곳의 V 편석영역, V 편석영역과잉곳의표면사이에위치하는 A 편석영역및역편석대등잉곳의각위치에서측정한 EPMA 조성분석결과망간 (Mn) 을제외한 V, Cr, Mo 및 Si
대한금속 재료학회지제 54 권제 9 호 (2016 년 9 월 ) 664 Table 2. Initial partition coefficients of solute elements predicted by Thermo-Calc Scheil model at fs = 0. Element C Si Mn P S Ni Cr Mo V Partition coefficient (ki) 0.15 0.66 0.7-0.02 0.81 0.92 0.73 0.73 Fig. 6. (a) Solidification paths simulated by Thermo-Calc Scheil model and (b) the predicted liquid compositions during solidification. 하는용탕의대류현상이상대적으로적게발생했기때문인것으로판단된다. 1Cr-1.25Mo-0.25V 강잉곳의응고거동을파악하기위해 Thermo-Calc Scheil 모델을통해계산한 1Cr-1.25Mo-0.25V 강의응고경로및응고도중액상의용질원소분포를그림 6 에나타내었다. Thermo-Calc 해석결과 1Cr-1.25Mo-0.25V 강은액상으로부터 페라이트형성으로응고가시작하여 의포정반응을거쳐최종적으로 MnS를형성함으로써응고가완료되는것으로예측되었다 ( 그림 6(a)). 또한그림 6(b) 에서볼수있듯이 1Cr-1.25Mo-0.25V 강의응고가진행될때액상에서의용질원소가지속적으로증가하는것을확인할수있으며, 이는응고도중용질원소의편석이모두액상으로진행하는것을의미한다. Thermo-Calc 해석결 Fig. 7. Flemings-Gungor sorted EPMA compositional profiles based on the segregation tendency of each solute element. EPMA analyses were performed on the as-cast samples. 등대표적인용질원소조성은 V 편석영역에서가장높고, A 편석영역및역편석영역으로갈수록감소하는경향을나타내었다. 그럼에도불구하고대부분의용질원소조성은모두 표준편차범위내에위치하는것으로측정되었으며, 이같은 결과는그림 3(a) 에보인것과같이본연구에사용한잉곳의 크기가상대적으로작아대형잉곳에비해거시편석을유발 과를바탕으로응고초기 페라이트형성시에용질원소의분배계수 값을계산하여표 2에나타내었다. 1Cr-1.25Mo-0.25V 강의용질원소중황 (S) 및탄소 (C) 등은각각 값이 및 로편석이가장심할것으로예측되었다. Si 또한 으로편석이심할것으로예측되었고, Cr의경우 로주요합금원소중액상으로의편석정도가가장적을것으로예측되었다. 이같은용질원소의편석경향을토대로주조상태잉곳의 V 편석영역및역편석영역에서각각측정한 75개의 EPMA
665 김동배 나영상 서성문 이재현 Fig. 8. Influence of heat treatment times at 1250 on the homogenization behavior of solute elements in the V segregation zone of the 1Cr-1.25Mo-0.25V steel ingot: (a) Cr, (b) Mo, (c) Si, (d) V, (e) Mn profiles, and (f) EPMA sampling position. 정량분석데이터를 2.3 절에서설명한것과같이응고시고상분율에따라정렬하고그결과를그림 7에나타내었다. 그림에서확인할수있듯이, 응고초반에비해응고후반기로갈수록용질원소의조성구배가크게증가하는것을볼수있다. V 편석영역과역편석영역의미세편석정도즉, 용질원소의최대조성 ( max ) 과용질원소의최소조성 ( min ) 의차이를비교해보면, V 편석영역에서의용질원소미세편석이역편석영역에서보다상대적으로크게발생하는것을알수있다. 이는잉곳이응고할때역편석영역에비해 V 편석영역의응고순서가늦고, 이로인해상대적으로늦게응고하는잉곳중심부의 V 편석영역에용질원소들의축적이늘어났기때문인것으로판단된다. 반면에응고가진행함에따른용질원소의조성변화는 V 편석영역과역편석영역모두그림 6(b) 에보인 Thermo-Calc Scheil 모델에의해예측된결과와유사한경향을가짐을알수있다. 다만, 그림 6(b) 와그림 7의비교를통해알수있듯이고상에서의확산이없는것으로가정하는 Scheil 모델과는달리실제응고시수지상스케일에서발생하는고상확산으로인해실제실험을통해측정한 V 편석영역과역편석영역에서각용질원소의 max 값은 Scheil 모델에의해예측된값에비해크게낮은값을나타내었다. 3.3 편석균질화거동 그림 8 은 1250 에서균질화열처리시간에따른주요용 질원소의균질화거동을나타낸것으로 1Cr-1.25Mo-0.25V 강잉곳의 V 편석영역에서측정한 EPMA 분석결과를나타 낸것이다. 균질화처리초기에는주조상태에서조성구배가 큰부분인 max 부근의조성감소를통한균질화가주도적 으로발생하였다. 그림 8(b) 에서확인할수있듯이주조상태 에서 max = 3.82 wt% 로측정된 Mo의경우 1250 에서 1 시간열처리를통해 max = 1.86 wt% 로 1.96 wt% 의확연한 조성감소가관찰되었다. 반면에최소조성인 min 의경우 0.84 0.78 wt% 로써거의변화가없는것으로측정되었으 며, 그결과 Mo의편석정도 ( max min ) 는 2.98 1.08 wt% 로써응고편석의약 60% 이상이주로 max 감소를 통해균질화된것을알수있다. 이같은 max 감소를통한 잉곳의초기균질화경향은각용질원소별로정도의차이는 있지만 Mo 뿐만아니라 Cr, Si, V, Mn 등모든용질원소에서 유사한것으로나타났다 ( 그림 8). 1250 에서의균질화열처리시간이 5시간이상으로더 욱증가함에따라잉곳내부의미세편석은열처리초기에비
대한금속 재료학회지제 54 권제 9 호 (2016 년 9 월 ) 666 Fig. 9. EPMA compositional profiles shows the homogenization behavior of major alloying elements in the negative segregation zone of the 1Cr-1.25Mo-0.25V steel ingot: (a) Cr, (b) Mo, (c) V, (d) Mn profiles, and (e) EPMA sampling position. 질화처리이후에는그림 8 에서확인할수있듯이 max 근처 Fig. 10. Influence of heat treatment times at 1250 on the homogenization behavior of solute elements in 1Cr-1.25Mo-0.25V steel ingot. 해더디게발생하는것으로관찰되었다. 또한열처리초기와 는달리대부분의용질원소에서 min 의증가와 max 감소 를통해균질화가진행되는양상을나타냈다. 이는균질화열 처리초반에 max 값이급격히감소함으로써일정시간균 와 min 근처에서의조성구배가비슷해질뿐만아니라, 균질화열처리시확산의구동력이되는이들두조성의차인 가지속적으로감소하기때문인것으로판단된다. V 편석영역에서의균질화처리시간에따른응고편석의균질화경향은잉곳의역편석영역에서도비슷한형태로관찰되었다. 그림 9는 1250 에서 5 시간열처리한역편석영역의균질화정도를주조상태의편석상태와함께비교하여나타낸것이다. 1Cr-1.25Mo-0.25V 강잉곳의주요용질원소중에서는특히 Mo의균질화정도가가장뚜렷하게관찰되었으며, = 1.68 0.41 wt% 로써 1250 /5hr. 의열처리를통해약 75% 정도의응고편석이균질화된것으로나타났다. 아울러 V, Cr, Mn의경우동일한열처리를통해각각 67%, 58%, 40% 의순으로응고편석의균질화정도가감소하는것으로나타났다. 그림 8 및그림 9에보인 V 편석영역과역편석영역에서측정한균질화처리유지시간별균질화정도를그림 10에정리하여나타내었다. 1Cr-1.25Mo-0.25V 강잉곳의응고편석은 1250 에서균질화처리시간이증가함에따라약 5 시간의열처리시간까지빠르게감소한것을볼수있으며, 이후
667 김동배 나영상 서성문 이재현 Fig. 11. Predicted (a) cooling curves at different positions, (b) cooling rate and (c) secondary dendrite arm spacings in the 1Cr-1.25Mo-0.25V steel ingot. 에는열처리시간증가에따른 의변화가거의관찰되지않았다. 이같은용질원소의균질화거동은그림 10에서확인할수있듯이 V 편석영역과역편석영역에서뚜렷한차이없이비슷한형태로진행됨을알수있었다. 이는수지상응고시분배계수가 1보다작은용질원소의경우응고편석이 2차수지상코어및수지상간영역에서각각최소값과최대값을보이고, 이에따라 2차수지상간격의 1/2 거리가응고편석의확산거리라는점을고려할때그림 3에보인것과같이 V 편석영역및역편석영역에서측정된 2차수지상간격즉, 용질원소의확산거리가거의비슷하기때문인것으로판단된다. 4. 고찰 4.1 잉곳주조공정해석응고편석의균질화는확산제어공정이기때문에응고편석의균질화속도는부위별편석정도및확산거리에의존하며, 균질화처리온도및시간, 각용질원소의확산계수와밀접한관련이있다. 앞선결과에서 1Cr-1.25Mo-0.25V 강잉곳의 V 편석영역과역편석영역의균질화열처리시편석저감효과가비슷하게나타난점도이들두영역에서의확산거리즉, 2차수지상간격이비슷하게관찰되었기때문으로해석된다. 일반적으로알루미늄및니켈합금등비철합금을포함한다양한철계합금에서 2차수지상간격은응고시냉각속도의함수로알려져있다 [20-23]. 아울러, 복잡한조성을갖는저합금강에있어서도합금에첨가된탄소함량에따라 2차수지상간격을예측하기위한다양한형태의식이보고되고있다
대한금속 재료학회지제 54 권제 9 호 (2016 년 9 월 ) 668 Fig. 12. Predicted cooling rate variation in large sized 1Cr-1.25Mo-0.25V steel ingot. [24-27]. 이중 El-Bealy 와 Thomas [25] 는 Suzuki 등 [24] 과 Jacobi 등 [27] 의실험결과를사용하여 의탄소 함량을갖는저합금강에서 2 차수지상간격이아래의식 [2] 와 같은냉각속도의존성을갖는다고제시한바있다 : [2] 여기서 는 2차수지상간격그리고 은냉각속도이다. 1Cr-1.25Mo-0.25V 강잉곳의 2차수지상간격예측을위해 실험에사용한잉곳을상용유한요소해석소프트웨어인 ProCAST 를사용하여해석하고그결과를그림 11 에나타내 었다. 그림 11(a) 는잉곳각위치에서예측된냉각곡선을보 인것으로잉곳의표면으로부터주상정결정립생성이예상 되는 b, d, f 부분의경우용탕의주입부터응고완료온 도인 이하까지균일하게냉각이진행되는것으로예측되 었으나, 등축정결정립형성이예상되는잉곳의중심부인 a, c, e 의경우액상선온도 ( ) 근처에서응고잠열방 출에따라냉각곡선의기울기가감소하고, 이후에상대적으 로빠른기울기로급격한냉각이발생하는것으로나타났다. 1Cr-1.25Mo-0.25V 강의응고구간인 온도구간에서 의냉각속도는그림 11(b) 에보인것과같이 hot top 부분의 경우단열슬리브설치효과로인해약 2 /sec. 이하의느린 냉각속도를갖는것으로예측되었다. 반면에잉곳몸체의경 우약 2.7 ~ 10 /sec. 이상까지의냉각속도를갖는것으로 예측되었으며, 잉곳중심부에서잉곳하부의역편석영역과 Fig. 13. Cooling rate dependence of secondary dendrite arm spacing in 1Cr-1.25Mo-0.25V steel. 모서리부분으로갈수록즉, 잉곳상부의 hot top 부분에서멀 어질수록상대적으로빠른냉각속도를갖는것으로예측되 었다. 그림 11(c) 는그림 11(b) 에보인냉각속도와식 [2] 의관 계식을이용해예측한잉곳의 2 차수지상간격을보인것으 로써냉각속도에의존하는 2 차수지상간격또한 hot top 부 와접하는잉곳몸체상부에서하부로갈수록 103.7 μm 에서 50.3 μm로수지상간격의감소경향이뚜렷이나타났다. 1Cr-1.25Mo-0.25V 강잉곳은주로 10 톤이상의크기를 갖는증기터빈의대형로터샤프트제조에사용된다. 이같은 대형잉곳주조에있어 2 차수지상간격을예측하기위해그 림 2에보인약 16 톤급잉곳의주조공정해석을진행하고, 예측된잉곳각위치에서의냉각속도를그림 12에나타내었 다. 그림 11 에보인실험실용잉곳의냉각속도와비교했을때 대형잉곳의위치별냉각속도변화양상은소형잉곳과비슷 한것으로관찰되었다. 하지만, 16 톤급대형잉곳의냉각속도 는실험실용잉곳의냉각속도에비해극도로느린것으로나 타났으며, 가장냉각속도가느릴것으로예측된 hot top 부근 처잉곳상부에서의냉각속도는약 0.007 /sec. 의매우낮은 값을갖는것으로나타났다. 그림 11 및그림 12에보인것과같이주조공정해석을통 해예측된냉각속도값을식 [2] 에대입하여얻은냉각속도에 따른 1Cr-1.25Mo-0.25V 강의 2 차수지상간격예측결과를 그림 13 에나타내었다. 실험실규모잉곳에서측정한 2 차수 지상간격은 El-Bealy 와 Thomas [25] 가제시한식 [2] 의예측 값과매우잘일치하는것을볼수있다. 또한그림 13 에서확
669 김동배 나영상 서성문 이재현 여기서, [5] Fig. 14. Calculated compositional profiles of Mo in solid using Clyne-Kurz model with various cooling rates. The inset shows the magnified region near the end of solidification. 인할수있듯이식 [2] 를통해 16 톤급대형잉곳의냉각속도 로예측된 2 차수지상간격은실험실용잉곳의 10 배이상인 약 975 μm 까지조대해질수있는것으로예측되었다. 4.2 대형잉곳의응고미세편석및균질화거동 응고편석측면을고려했을때대형잉곳의조대한 2 차수 지상간격과특히극도로느린냉각속도는응고시수지상간 영역에서의고상확산을촉진시켜응고편석을다소감소시 킬것으로예상된다. 이같은점을확인하기위해응고시고 상에서의용질원소조성변화를 Clyne-Kurz 모델을사용하 여계산하였다 [28]. 액상으로부터초정 상이생성될때고 상에서용질원소의조성변화는 Clyne-Kurz 모델에따라다 음과같이나타낼수있다 : 로정의되며, 는고상에서용질원소의확산계수, 는국부 응고시간, 은확산거리, 는비평형응고구간, 그리고 는 2 차수지상간격을나타낸다. 식 [3] 에서 이 0 인경우 고상에서의확산이없는것으로가정하는 Scheil 모델이되 고, = 1 인경우평형상태응고조건이된다. 그림 14 는식 [3] 에의해계산한응고시고상에서의 Mo 조성의변화를대 표적으로보인것으로, 는표 2 에보인값을사용하였고, 는 과 의중간온도인 1400 에서의값 1.32 10-9 cm 2 /s을사용하였다 [29]. 그림 14에서확인할수있듯이냉 각속도가감소할수록응고후반기 max 의값이크게감소하 는경향을보임을알수있다. 결국잉곳크기가대형화됨에 따라응고시냉각속도가급격히감소하게되고이같은결과 는미세편석관점에서볼때응고시고상에서의확산을조장 하여응고후반기 max 값을감소시킴으로써주조상태의 미세편석을상대적으로감소시키는것으로판단된다. 이와는달리주조상태의잉곳의균질화측면을고려해보면잉곳의대형화에따른느린냉각속도와이에따른 2차수 지상간격의급격한조대화는용질원소의균질화를위한확 산거리를크게증가시킴으로써응고편석의균질화를어렵게 할것으로예상된다. 균질화열처리에따른응고편석의저감 효과를알아보기위해 Flemings 등 [6,30] 에의해다음의식 [6] 과같이정의된잔류편석계수 를계산하고, 응고시냉 각속도의영향을조사하였다 : [3] max min max min [6] 여기서, 는고상에서의용질조성, 는초기용질원소의조성, 그리고 은고상에서의확산정도를나타내는무차원변수이다. 은포물선형태로성장하는수지상 tip을가정했을때다음과같이정의된다 : exp exp [4] 여기서, max 와 min 은각각 시간후의용질원소최대조성 과최소조성을나타내고, max 와 min 은초기용질원소의 최대및최소조성을나타내며 값이 0 에근접할수록균질화 정도가커짐을의미한다. 균질화처리시간에따른 max 와 min 값은시간및거리에따른 1 차원확산방정식의사인함 수및지수함수를사용한근사해를통해구하였다 [1]:
대한금속 재료학회지제 54 권제 9 호 (2016 년 9 월 ) 670 Fig. 15. Influence of cooling rate on the variation of residual segregation index of Mo during homogenization heat treatment at 1250. cos exp [7] 여기서, 는초기용질원소의조성, 는초기조성변화 폭, 그리고 로표현되는완화시간 (relaxation time) 이다. 식 [7] 에따라초기상태및 시간이후의최대및 최소조성을구해식 [6] 에대입하면잔류편석계수 는다음 과같이표현된다 : exp 식 [8] 을통해예상할수있듯이 는용질원소의확산계수 에비례하고, 2 차수지상간격의제곱에반비례하게감소하 는것을알수있다. 그림 15는 1250 에서균질화처리시 Mo의경우에있어 서식 [8] 에의해계산된잔류편석계수 의냉각속도의존 성을보인것이다. Mo의확산계수는 1250 에서의값인 2.3 10-10 cm 2 /s를사용하였고 [29], 2차수지상간격의경우식 [2] 를통해계산된값을사용하였다. 그림에서확인할수있 듯이잉곳의대형화에따른냉각속도감소와이로인한수지 상간격의조대화는용질원소의균질화처리를매우어렵게 하는것을알수있다. 그예로약 407 μm ( = 0.07 /sec) 의 2차수지상간격을갖는영역의경우그림에서확인할수 [8] 있듯이 1250 에서약 20 시간의열처리를통해약 10% 정도의응고편석만이균질화되는것을볼수있으며, = 975 μm로증가하는경우응고편석의약 2% 정도만이균질화되는것을알수있다. 이같은결과는결국, 그림 2에보인약 16 톤급대형잉곳에있어서 Mo의응고편석을 50% 이상균질화시키는데약 800 시간의열처리시간이필요함을의미한다. 하지만, 고온에서의균질화열처리시간증가는 Kwon 등 [16] 이보고한것과같이초기오스테나이트결정립의급속한결정립조대화를야기하기때문에이를고려하여균질화열처리시간이결정되어야할것으로판단된다. 한편, Mo는 1Cr-1.25Mo-0.25V 강의주요합금원소중 V 와함께가장확산계수가낮은원소이다. Mo에비해약 10배정도높은확산계수를갖는 Cr의경우 Mo에비해매우빠른균질화거동을나타내지만, 식 [8] 을통해예상할수있듯이 값이 2차수지상간격에의존하는경향이크기때문에 2차수지상간격이커질수록즉, 냉각속도가감소할수록균질화정도는상대적으로감소할것임을예상할수있다. 다만, Mo 에비해 102 ~ 104배이상의확산계수를갖는침입형원소인황 (S) 및탄소 (C) 의경우각각 1250 에서 20 시간및 1 시간의열처리를통해 98% 이상의응고편석을균질화시킬수있을것임을알수있었다. 5. 결론 1. 길이 180 mm급소형 1Cr-1.25Mo-0.25V 강잉곳의응고편석분석결과망간 (Mn) 을제외한 V, Cr, Mo 및 Si 등대표적인용질원소조성은 V 편석영역에서가장높고, A 편석영역및역편석영역으로갈수록감소하는경향을나타냈으나, 각각의조성은모두표준편차이내에존재하여거시편석은무시할수준인것으로판단된다. 2. 1Cr-1.25Mo-0.25V 강잉곳의응고편석균질화는균질화초기단계의경우주조상태에서조성구배가큰영역인 max 의감소를통해주도적으로빠르게발생하였고, 이후균질화시간이증가함에따라확산의구동력이되는 가지속적으로감소할뿐만아니라 max 근처와 min 근처에서의조성구배가비슷해짐에따라 min 의증가와함께 max 감소를통해균질화가진행됨을확인하였다. 3. 1Cr-1.25Mo-0.25V 강에첨가된주요합금원소중 Mo 는고상에서의확산계수가가장낮음에도불구하고 1250 에서 5 시간의균질화열처리를통해약 75% 정도의응고편
671 김동배 나영상 서성문 이재현 석이균질화된것으로나타났고, V, Cr, Mn 의경우각각 67%, 58%, 40% 의순으로응고편석이균질화되었다. 4. 실험실용소형잉곳에서측정한 1Cr-1.25Mo-0.25V 강 의 2 차수지상간격과잉곳의주조공정해석으로부터얻은 냉각속도로유추한 2 차수지상간격의냉각속도의존성은 El-Bealy 와 Thomas [25] 등이제안한 의식 과매우잘일치하는것을확인하였다. 5. 주조공정해석및 modified Scheil 모델을사용한응고 편석분석, 그리고균질화처리에따른잔류편석계수를계 산한결과잉곳이대형화됨에따라주조시냉각속도가급격 히감소하고, 이에따라응고시수지상간고상에서의확산이 촉진되어응고미세편석은소형잉곳에비해상대적으로감 소하는것으로나타났다. 반면에대형잉곳의극도로느린냉 각속도는응고편석의확산거리와관련있는수지상간격을 급격히증가시킴으로써잉곳의균질화열처리를매우어렵 게할것으로판단된다. 감사의글 본논문은 2010 년통상산업부부품소재기술개발사업과 2015 년도정부 ( 미래창조과학부 ) 의재원으로한국연구재단 의지원을받아수행된연구이며 (2011-0030058) 이에감사드 립니다. REFERENCES 1. W. Kurz and D. J. Fisher, Fundamentals of Solidification, 4th ed., pp. 117-132, 289, TRANS TECH PUBLICATIONS, Switzerland (1998). 2. K. S. Cho, Forging data, Part I, pp. 25-32, Hyunjin Materials, Seoul (2004). 3. M. A. Taha and W. Kurz, Z. Metallkde 72, 546 (1981). 4. P. K. Sung and D. R. Poirier, Metall. Mater. Trans. A 30, 2173 (1999). 5. A. Kagawa, M. Hirata, and Y. Sakamoto, J. Mater. Sci. 25, 5063 (1990). 6. M. C. Flemings, D. R. Poirier, R. V. Barone, and H. D. Brody, J. Iron Steel I. 208, 371 (1970). 7. M. Ganesan, D. Dye, and P. D. Lee, Metall. Mater. Trans. A 36, 2191 (2005). 8. S. M. Seo, H. W. Jeong, Y. K. Ahn, D. W. Yun, J. H. Lee, and Y. S. Yoo, Mater. Charact. 89, 43 (2014). 9. R. A. Hobbs, S. Tin, and C. M. F. Rae, Metall. Mater. Trans. A 36, 2761 (2005). 10. G. E. Fuchs, Mater. Sci. Eng. A 300, 52 (2001). 11. M. N. Gungor, Metall. Trans. A 20, 2529 (1989). 12. A. Thirumalai, A. Akhtar, and R. C. Reed, Mater. Sci. Tech. 22, 1 (2006). 13. ESI Group, ProCAST user s manual, The virtual space company (2012). 14. A. Kermanpur, M. Eskandari, H. Purmohamad, M.A. Soltani, and R. Shateri, Mater. Design 31, 1096 (2010). 15. A. Hultgren, Scand. J. Metall. 2, 217 (1973). 16. K. Y. Kwon, Y. S. Na, S. M. Seo, J. K. Yang and Y. D. Kim, Korean J. Met. Mater. 51, 883 (2013). 17. A. Ludwig, M. Wu, and A. Kharicha, Metall. Mater. Trans. A 46, 4854 (2015). 18. J. P. Gu and C. Beckermann, Metall. Mater. Trans. A 30, 1357 (1999). 19. E. J. Pickering, ISIJ International 53, 935 (2013). 20. Y. Zhang, B. Huang, J. Li, Metall. Mater. Trans. A 44, 1641 (2013). 21. K. P. Young and D. H. Kirkwood, Metall. Trans. A 6, 197 (1975). 22. D. Eskin, Q. Du, D. Ruvalcaba and L. Katgerman, Mater. Sci. Eng. A 405, 1 (2005) 23. M. C. Flemings, Solidification Processing, pp.146-154, McGraw-Hill, New York (1974). 24. A. Suzuki, T. suzuki, Y. Nagaoka and Y. Iwata, Nippon Kingaku Gakkai Shuho 32, 1301 (1968). 25. M. El-Bealy and B. G. Thomas, Metall. Mater. Trans. 27B, 689 (1996). 26. Y. M. Won and B. G. Thomas, Metall. Mater. Trans. A 32, 1755 (2001). 27. H. Jacobi and K. Schwerdtfeger, Metall. Trans. A 7, 811 (1976). 28. T. W. Clyne and W. Kurz, Metall. Trans. A 12, 965 (1981). 29. W. F. Gale and T. C. Totemeier, Smithells Metals Reference Book, 8th Ed., pp. 13-1~13-120, Elsevier Butterworth-Heinemann, Oxford (2004). 30. T. Z. Kattamis and M. C. Flemings, Trans. AIME 233, 992 (1965).