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ISSN : 1225-7591(Print)
ISSN : 2287-8173(Online)
Journal of Korean Powder Metallurgy Institute Vol.27 No.4 pp.311-317
DOI : https://doi.org/10.4150/KPMI.2020.27.4.311

Effect of Cobalt Contents on the Microstructure and Charpy Impact Properties of Ferritic/martensitic Oxide Dispersion Strengthened Steel

Daehyun Kwona, Sanghoon Nohb, Jung Gu Leea,c*
aDepartment of Convergence Technology for Heavy Industries, University of Ulsan, Ulsan 44610, Republic of Korea
bNuclear Materials Division, Korea Atomic Energy Research Institute (KAERI), Daejeon 34057, Republic of Korea
cSchool of Materials Science and Engineering, University of Ulsan, Ulsan 44776, Republic of Korea
-

권대현: 학생, 노상훈: 책임연구원, 이정구: 교수


*Corresponding Author: Jung Gu Lee, TEL: +82-52-712-8051, FAX: +82-52-712-8045, E-mail: jglee88@ulsan.ac.kr
July 24, 2020 August 21, 2020 August 22, 2020

Abstract


In this study, the effects of Co content on the microstructure and Charpy impact properties of Fe-Cr-W ferritic/martensitic oxide dispersion strengthened (F/M ODS) steels are investigated. F/M ODS steels with 0–5 wt% Co are fabricated by mechanical alloying, followed by hot isostatic pressing, hot-rolling, and normalizing/tempering heat treatment. All the steels commonly exhibit two-phase microstructures consisting of ferrite and tempered martensite. The volume fraction of ferrite increases with the increase in the Co content, since the Co element considerably lowers the hardenability of the F/M ODS steel. Despite the lowest volume fraction of tempered martensite, the F/M ODS steel with 5 wt% Co shows the highest micro-Vickers hardness, owing to the solid solution-hardening effect of the alloyed Co. The high hardness of the steel improves the resistance to fracture initiation, thereby resulting in the enhanced fracture initiation energy in a Charpy impact test at – 40°C. Furthermore, the addition of Co suppresses the formation of coarse oxide inclusions in the F/M ODS steel, while simultaneously providing a high resistance to fracture propagation. Owing to these combined effects of Co, the Charpy impact energy of the F/M ODS steel increases gradually with the increase in the Co content.



페라이트/마르텐사이트계 산화물분산강화강의 미세조직 및 샤르피 충격특성에 미치는 코발트 함량의 영향

권 대현a, 노 상훈b, 이 정구a,c*
a울산대학교 중공업융합기술공학과
b한국원자력연구원 신소재융합기술연구부
c울산대학교 첨단소재공학부

초록


    Civil-Military Technology Cooperation Program

    1. 서 론

    페라이트/마르텐사이트계(F/M, ferritic/martensitic) 산화 물분산강화강(ODS강, oxide dispersion strengthened steel) 은 고속로용 연료 피복관 및 핵융합로용 블랭킷(blanket) 구조와 같이 차세대 원자력 시스템에 적용하기 위한 후보 소재로 많은 연구가 진행되고 있다[1]. 일반적으로 ODS강 은 원료분말과 Y2O3분말을 혼합하여 기계적 합금화(MA, mechanical alloying), 열간 등압 성형(HIP, hot isostatic pressing) 및 열간 압연 또는 열간 압출을 통하여 제조된다 [2]. 이렇게 제조된 ODS강은 나노 크기의 미세한 이트륨 (Y, yttrium) 산화물 입자가 기지에 균일하게 분산되어 고 온에서 전위의 움직임을 제한하여 높은 강도를 유지함과 동시에 우수한 크리프 저항성을 나타낸다[3]. 또한 산화물 과 기지와의 많은 계면은 중성자 조사에 의해 생성되는 점 결함과 헬륨 원자를 효과적으로 흡수하여 ODS강의 조 사 저항성을 향상시키는 역할을 하게 된다[4]. 그러나 기 계적 합금화로 제조된 F/M ODS강은 기존 F/M강과 비교 하여 상대적으로 열위한 샤르피(Charpy) 충격 특성과 낮 은 파괴 인성을 나타내는 것으로 알려져 있다[5, 6]. 이러 한 ODS강의 취성은 산화물의 형태와 분포 뿐만 아니라 기공과 개재물과 같은 결함 형성, 유효 결정립 크기, 소성 이방성 및 집합조직의 형성 등의 다양한 미세조직적 특성 에 기인한다고 알려져 있다[7].

    코발트(Co, cobalt) 원소의 경우에는 오스테나이트 (austenite) 안정화 원소로 잘 알려져 있으며 Cr과 W과 같 은 페라이트(ferrite) 안정화 원소가 다량 함유되어 있는 F/ M강에서 고온 불림(normalizing) 열처리시에 델타 페라이 트(δ-ferrite)의 형성을 억제하기 위하여 첨가되고 있다[8]. 또한 코발트는 F/M강의 마르텐사이트 변태시작온도(Ms) 를 높여 불림 열처리 후에 잔류하는 오스테나이트의 양을 줄이는 효과도 나타내고 있다[9]. 이러한 코발트 첨가에 따른 미세조직의 변화로 인하여 F/M강의 고온 크리프 저 항성이 향상되는 결과가 보고되고 있으며 이러한 효과를 얻기 위하여 1 ~5%의 코발트가 F/M 강의 합금 원소로 첨 가되고 있다[10].

    이와 같이 코발트 첨가에 따른 F/M강의 미세조직과 고 온 물성에 대한 연구가 진행되어 왔지만 코발트 첨가에 따른 F/M강의 저온 물성, 특히 저온 충격 특성의 변화에 대한 연구는 이루어지지 않고 있다. 특히 앞에서 언급한 것과 같이 F/M강을 기지로 하여 제조한 F/M ODS강의 경 우에는 저온 충격 특성이 F/M강과 비교하여 현저히 나빠 질 수 있기 때문에 이에 대한 코발트 첨가의 영향을 분석 할 필요가 있다. 따라서 본 연구에서는 F/M ODS강에 대 해 코발트 함량에 따라 합금을 제조하고, 제조된 합금의 저온(-40°C) 샤르피 충격시험을 실시하여 충격 파괴거동 에 미치는 미세구조의 영향에 대하여 조사하였다.

    2. 실험방법

    본 연구에서 사용된 ODS강의 제조는 그림 1과 같이 기 계적 합금화, 열간 등압 성형, 열간 압연을 통해서 제조하 였다. 혼합된 원료분말과 Y2O3분말을 수평식 볼밀을 이용 하여 고순도 아르곤(Ar) 가스 분위기에서 300 rpm으로 20 시간 동안 기계적 합금화 하였다. 열간 등압 성형은 1150°C에서 1 00MPa의 압력으로 4시간 동안 수행하였으 며 열간 압연은 1150°C에서 2시간 유지한 후 수행하여 70%의 압연량을 통하여 15 mm 두께의 판재를 제조하였 다. 제조한 판재는 1100°C에서 30분 동안 불림 열처리 후 공냉하였으며 뜨임(tempering) 열처리는 655°C에서 90분 유지한 후 공냉하였다. 제조된 ODS강은 코발트의 함량 (wt%)에 따라 0 Co, 2 Co 및 5 Co 시편으로 분류하였으며 표 1에 그에 대한 조성을 나타내었다. 이 경우, 다른 원소의 함량은 그대로 유지한 채 Fe와 Co의 함량만을 조절하였다.

    ODS강의 미세조직을 관찰하기 위하여 조연마 및 미세 연마를 하였으며 5% 나이탈(nital) 용액을 사용하여 에칭 을 실시한 후 광학현미경(OM, optical microscope) 및 주사 전자 현미경(SEM, scanning electron microscope)을 이용하 여 시편을 관찰하였다. ODS강에 생성된 조대한 산화물을 분석하기 위하여 미세연마까지 마친 시편을 에칭하지 않 고 OM 및 SEM을 통해 관찰하였으며 조성을 분석하기 위 해 에너지분산형 X-선 분광분석(EDS, energy dispersive X-ray spectroscopy)을 실시하였다.

    0 Co, 2 Co 및 5Co 시편에 대하여 임의의 위치에서 0.3 kg의 하중으로 마이크로비커스(micro-Vickers) 경도를 측정하였다. 샤르피 충격시험은 ASTM E23규격에 따라 10×10×55 mm3의 시편을 준비하여 -40°C에서 실시하였다. 이후 파면을 SEM을 이용하여 관찰하였다.

    3. 실험결과 및 고찰

    0 Co, 2 Co 및 5 Co 시편을 OM 및 SEM을 통해 관찰한 미세조직을 그림 2에 나타내었다. 그림에서는 보는 것과 같이 세 시편 모두 OM 사진에서 밝게 보이는 페라이트와 어둡게 보이는 템퍼드 마르텐사이트(tempered martensite) 로 구성되어 있는 것을 알 수 있다[11]. 이러한 미세조직 은 1 100°C에서의 불림 열처리 시 강재의 대부분이 그 온 도에서의 안정상인 오스테나이트로 역변태하게 되고 이 후 공냉에 의해 일부의 오스테나이트는 페라이트로 변태 하고 나머지 부분은 마르텐사이트로 변태하여 형성되게 된다. 이렇게 형성된 마르텐사이트는 뜨임 열처리에 의해 서 템퍼링되게 된다. 그림 2의 OM 및 SEM 사진을 통하 여 구한 페라이트의 분율은 0 Co, 2 Co 및 5 Co 시편에 대 하여 각각 13%, 16% 및 21%로 측정되었다. 앞에서 설명 한 것과 같이 코발트의 경우 고온에서 오스테나이트를 안 정화시켜 델타 페라이트의 형성을 억제한다고 알려져 있 다. 그러나 본 연구에서는 코발트의 함량이 증가함에 따라 오히려 페라이트의 분율이 증가하는 결과가 나타났다. 이 러한 결과는 코발트 첨가에 따른 ODS강의 경화능 (hardenability) 감소로 설명할 수 있다[12, 13]. 코발트의 경우 오스트나이트 안에 고용되게 되면 탄소(carbon)의 확 산을 촉진시켜 냉각 중에 오스테나이트의 페라이트로의 변태를 촉진한다고 알려져 있다[12]. 0.3 mass%의 탄소를 첨가한 강재에 있어서 모든 오스테나이트 결정립이 마르 텐사이트로 변태하는데 필요한 임계냉각속도가 1mol%의 코발트가 첨가됨에 따라 2500°C/s에서 약 4000°C/s로 증 가하는 결과가 보고 되었다[13]. 본 연구에서도 코발트의 함량이 높아짐에 따라 비록 불림 열처리에 의해 고온에서 델타 페라이트의 형성은 감소하게 되지만 이 후 냉각 과 정에서 낮아진 경화능으로 인하여 오스테나이트의 페라이 트로의 변태가 촉진되어 최종적으로 ODS강의 상온 미세 조직에서 페라이트의 분율이 증가하는 것을 확인할 수 있 다(그림 2).

    0 Co, 2 Co 및 5 Co 시편의 마이크로비커스 경도는 각각 299 Hv, 334 Hv 및 356 Hv로 측정되어 코발트의 함량이 증 가함에 따라 경질상인 템퍼드 마르텐사이트의 분율이 감 소함에도 ODS강의 경도가 증가하는 결과를 나타내었다. 이러한 코발트 첨가에 따른 ODS강의 경도 증가는 여러가 지 요인을 통하여 생각해 볼 수 있다. 먼저 코발트 첨가에 따른 결정립의 미세화를 고려할 수 있다. 그러나 문헌상에 서 F/M강에 코발트를 첨가하게 되면 결정립이 미세화 된 다고 보고되고 있지만[8] 본 연구에서는 그림 2와 같이 이 러한 결정립 크기의 차이는 크지 않은 것으로 나타났다. 다음으로 코발트의 경우 강재의 적층결함에너지(stacking fault energy)를 낮추어 소성변형 저항성을 높인다고 보고 되고 있다[8]. 그러나 이러한 점은 면심입방구조(FCC, face-centered cubic)를 가지는 오스테나이트에서 두드러지 며 체심입방구조(BCC, body-centered cubic)를 가지는 페 라이트 기반의 F/M ODS강에서는 큰 효과를 주지 않는다 는 것을 예상할 수 있다[8]. ODS강의 경도에 영향에 미칠 수 있는 또 다른 인자로 코발트 첨가에 따른 고용강화 효 과를 고려할 수 있다. 철(Fe)-코발트(Co) 이원계 상태도에 따르면 코발트는 고온의 오스테나이트에서는 철과 전율고 용체를 형성하며 상온에서는 페라이트에 20% 이상 고용 될 수 있는 것을 알 수 있다. 따라서 본 연구에서는 합금 화된 코발트가 강한 고용강화 효과를 주어 코발트의 함량 이 증가할수록 ODS강의 경도가 상승한다고 판단할 수 있 다. 마지막으로 고려할 수 있는 인자는 탄화물의 석출 거 동 변화이다. 이전의 연구 결과를 살펴보면 탄소강이나 F/ M강에 코발트를 첨가하게 되면 미세한 탄화물의 석출이 촉진된다고 보고되고 있으며 이러한 미세한 탄화물은 변 형시 전위의 이동을 제한하여 강재를 강화한다고 알려져 있다[8, 12]. 이러한 점을 고려하면 본 연구에서도 코발트 의 첨가에 의하여 미세한 탄화물의 석출이 촉진되게 되고 이로 인하여 ODS강의 경도가 증가하였다고 해석할 수 있 다. 이러한 탄화물은 뜨임 열처리 중에 석출되어 형성된다 고 알려져 있으며 그림 2의 SEM 사진과 같이 밝은 입자 형태로 관찰되게 된다[11]. 그림 2에서 보는 것과 같이 Co 의 함량이 증가할수록 관찰되는 탄화물의 크기가 미세해 지는 것을 볼 수 있다.

    2는 -40°C에서 실시한 샤르피 충격시험 결과를 보여 주고 있다. 표에서 보는 것과 같이 코발트의 함량이 증가 할수록 샤르피 충격에너지(Charpy impact energy)가 증가 하는 것을 알 수 있다(14 J → 1 8 J → 22 J). 일반적으로 강재의 경도나 강도가 증가하게 되면 상대적으로 취성이 높아져 샤르피 충격시험 중에 흡수할 수 있는 에너지는 낮아지게 된다[12]. 그러나 본 연구에서는 코발트의 함량 이 증가함에 따라 ODS강의 경도가 증가함에도 불구하고 샤르피 충격에너지도 같이 증가하는 결과가 나타났다. 또 한 그림 3과 같이 충격시험 후의 거시적인 파면 형상에서 도 코발트의 함량이 증가할수록 shear lip의 크기가 커지 며 파면의 굴곡이 심해지는 등 소성변형량이 증가하는 것 을 관찰할 수 있다. 이러한 현상을 해석하기 위하여 그림 4에서 보는 것과 같이 충격시험 중에 기록된 하중-시간 (load-time) 곡선을 바탕으로 파괴개시(fracture initiation)와 파괴전파(fracture propagation)을 분리하여 해석하였다. 파 괴개시에너지(EI)와 파괴전파에너지(EP)는 그림 4의 곡선 에서 최대하중점(Pmax)을 기준으로 구분하였다. 이를 바탕 으로 구해진 각 ODS강의 파괴개시에너지, 파괴전파에너 지 및 그에 대한 비율을 그림 5에 나타내었다. 그림에서 보는 것과 같이 세 시편 모두 파괴개시에너지가 전체흡수 에너지의 약 70%를 차지하며 파괴전파에너지는 30%의 비율을 차지하는 것을 확인할 수 있다. 이러한 결과는 코 발트의 함량이 증가함에 따라 ODS강의 파괴개시 저항성 뿐만 아니라 파괴전파 저항성이 동시에 향상된다는 것을 보여준다. 일반적으로 파괴개시는 탄성변형과 소성변형 모두를 반영하며 파괴전파는 소성변형에 의해 주로 영향 을 받는다고 알려져 있다[14]. 앞에서 살펴본 것과 같이 코발트의 함량이 증가함에 따라 ODS강의 경도가 상승하 는 것을 알 수 있다. 이러한 경도의 변화를 고려해 보면 코발트의 함량이 증가할수록 항복강도의 증가에 의해 탄 성변형량이 증가한다는 것을 예상할 수 있고 이로 인하여 그림 4에서 보는 것과 같이 충격시험 중에 파괴개시에 대 한 저항성이 높아진다고 해석할 수 있다.

    파괴전파 저항성과 관련하여서는 ODS강에 형성되게 되 는 조대한 산화물의 분율 및 크기로 설명될 수 있다. 그림 6은 에칭을 하지 않고 OM으로 관찰한 ODS강의 조대한 산화물의 분포를 보여주고 있다. 그림에서 보는 것과 같이 코발트의 함량이 증가할수록 산화물의 양이 감소함과 동 시에 그 크기도 작아지는 것을 볼 수 있다. OM 사진을 바 탕으로 측정한 산화물의 분율은 0 Co, 2 Co 및 5 Co 시편 에 대하여 각각 5%, 4% 및 2%로 측정되었으며 이러한 산 화물은 그림 7에서 보는 것과 같이 대부분 Ti, Cr, Y 및 V 를 포함한 산화물로 분석되었다. 이렇게 코발트의 함량이 증가할수록 조대한 산화물의 분율이 감소하는 것은 철에 비하여 높은 코발트의 산화저항성으로 설명할 수 있다. Fe2++ 2e ↔ Fe 반응에 대한 표준환원전위는 -0.44 V이며 Co2+ + 2e ↔ Co 반응에 대해서는 -0.28 V를 나타낸다. 따 라서 코발트가 ODS강의 기지에 고용됨에 따라서 산화에 대한 저항성이 높아지게 되며 이에 따라서 그림 6에서와 같이 조대한 산화물의 형성이 억제되게 된다. 이러한 조대 한 산화물은 충격시험 중에 하중을 받게 되면 기지와의 계면이 분리되는 현상을 나타내게 되며 이로 인하여 파괴 전파의 경로로 작용하게 된다. 그림 8에서 보는 것과 같이 충격시험 후의 ODS강의 파면을 관찰해 보면 코발트의 함 량이 증가할수록 화살표로 표시한 공동의 생성이 감소하 는 것을 확인할 수 있다. 이러한 공동은 조대한 산화물과 기지의 계면분리로 인하여 형성된 것으로 판단할 수 있으 며 이러한 현상으로 인하여 조대한 산화물의 분율이 높은 0 Co 시편의 경우에는 그림 5에서와 같이 낮은 파괴전파 에너지를 나타내는 것으로 설명할 수 있다. 이와 비교하여 코발트 함량이 높아 조대한 산화물의 함량이 적은 5 Co 시편의 경우에는 상대적으로 높은 파괴전파 저항성을 나 타내는 것을 확인할 수 있다. ODS강의 경우에는 본 연구 의 0 Co 시편과 같이 높은 산소 함량으로 인하여 제조 공 정 중에 조대한 산화물이 생성되고 이로 인하여 낮은 인 성을 나타내는 경우가 많다[5, 6]. 본 연구의 결과를 고려 하면 이러한 ODS강의 인성을 향상시킬 수 있는 방법으로 Co와 같이 ODS강 기지의 산화저항성을 높일 수 있는 원 소를 소량 합금화하는 방안을 제시할 수 있다.

    4. 결 론

    본 연구에서는 F/M ODS강을 기계적 합금화, 열간 등압 성형, 열간압연 및 불림/뜨임 열처리를 통하여 제조한 후 미세조직 및 샤르피 충격특성에 미치는 코발트 함량의 영 향에 대해 조사하여 다음의 결론을 얻었다.

    • (1) 코발트의 함량이 증가함에 따라 F/M ODS강의 경화 능이 감소하여 페라이트의 분율이 증가하고 템퍼드 마르 텐사이트의 분율이 감소하였다.

    • (2) 경질상인 템퍼드 마르텐사이트의 분율이 감소함에도 불구하고 고용강화 효과와 미세한 탄화물의 형성으로 인 하려 코발트의 함량이 증가할수록 F/M ODS강의 경도가 증가하였다.

    • (3) 코발트의 함량이 증가할수록 F/M ODS강의 저온 샤 르피 충격 에너지가 증가하였다. 이는 코발트 첨가에 따른 ODS강의 항복강도 증가로 인한 파괴개시 저항성 향상과 조대한 산화물 생성의 억제로 인한 파괴전파 저항성의 향 상으로 설명할 수 있었다.

    감사의 글

    이 연구는 민·군기술협력사업(Civil-Military Technology Cooperation Program, 과제번호 : 1 7-CM-MA-06)과 ㈜현 대엔지비의 지원으로 수행되었으며 이에 감사드립니다.

    Figure

    KPMI-27-4-311_F1.gif
    Fabrication process of the F/M ODS steel.
    KPMI-27-4-311_F2.gif
    Microstructure of the F/M ODS steels: OM images for (a) 0C o, (b) 2 Co, and (c) 5 Co steels and SEM images for (d) 0C o, (e) 2 Co, (f) 5 Co steels.
    KPMI-27-4-311_F3.gif
    Fractography of the Charpy impact specimens: (a) 0Co, (b) 2 Co, and (c) 5 Co steels.
    KPMI-27-4-311_F4.gif
    Load-time (P-t) curves obtained from the instrumented Charpy impact test at -40°C: (a) 0Co, (b) 2 Co, and (c) 5 Co steels.
    KPMI-27-4-311_F5.gif
    Charpy impact energy (unit: J) for the F/M ODS steels with different Co contents. The total Charpy impact energy (ET) is divided by the EI and EP. The EI/ET and EP/ET ratios are also provided inside bars.
    KPMI-27-4-311_F6.gif
    Non-etched OM images showing the distribution of the oxide inclusions in the F/M ODS steels: (a) 0Co, (b) 2 Co, and (c) 5 Co steels.
    KPMI-27-4-311_F7.gif
    EDS results of the oxide inclusions in the F/M ODS steels.
    KPMI-27-4-311_F8.gif
    SEM images of fracture surfaces after Charpy impact tests at -40°C: (a) 0Co , (b) 2 Co, and (c) 5 Co steels.

    Table

    Nominal compositions (unit: wt%) of the F/M ODS steels investigated in this study
    Charpy impact energy (unit: J) for the F/M ODS steels tested at -40°C

    Reference

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