<학술논문> DOI https://doi.org/10.3795/KSME-A.2017.41.7.635 ISSN 1226-4873(P rint) 2288-5226(Online)
소성가공에 따른 STS 304L 재료의 기계적 특성 및 피로평가
심현보* · 김영균** · 서창민***
* 영남대학교 기계공학부, ** 한국가스공사 가스연구원
*** 경북대학교 기계공학부, 대구기계부품연구원 자문위원
Evaluation of Mechanical Properties and Fatigue Behavior of STS 304L due to Plastic Working
Hyun-Bo Shim*, Young-Kyun Kim** and Chang-Min Suh***
* School of Mechanical Engineering, Yeungnam Univ., ** KOGAS Research Institute,
*** School of Mechanical Engineering, Kyungpook Nat’l Univ., DMI Senior Fellow (Received February 3, 2017 ; Revised February 15, 2017 ; Accepted February 20, 2017)
Key Words: Surface Cracks(표면균열), STS 304L(스테인리스강 304L), Ultrasonic Fatigue Test(UFT 초음파 피로시험), Rotary Bending Fatigue Test(RFT 회전굽힘피로시험), Cold Reduction(냉간압연), LNG(Liquid Nitrogen Gas, 천연가스), Fatigue Limit(피로한도)
초록: STS 304L 강재의 냉간압연율의 증가에 따라 t가 1.5 mm에서 1.1 mm까지 감소하면 인장강도, 항복 강도, 경도치 및 UFT피로시험의 피로한도는 선형적으로 증가하였다. t=1.5 mm, t=1.4 mm, t=1.3 mm 및 t=1.1 mm인 4가지 시험편의 UFT피로시험(R= 1)결과, 회전굽힘피로시험(R= 1)의 결과처럼 106 영역에 서 S-N곡선의 피로한도가 절점(knee point)을 형성하였고, 기가사이클 피로에서 생기는 현상인 피로한도 가 추가로 감소하지않았다. 또 t=1.1 mm인 경우 가장 높은 피로한도 345 MPa로 되었고, 원소재(t=1.5 mm)에 대하여 64.3 % 증가하였다. 냉간압연율에 따른 UFT피로시험결과 많은 작은 표면균열이 티어링 (tearing)하면서 발생, 성장, 서로 합체하였다.
Abstract: The purpose of this study is to investigate the influence of the cold reduction rate and an ultrasonic fatigue test (UFT) on the fatigue behaviors of STS 304L. The tensile strength, yield strength, hardness value and fatigue limit in the UFT fatigue test linearly increased as thickness decreased from 1.5 mm to 1.1 mm, as the cold reduction rate of STS 304L increased. As a result of the UFT fatigue test (R = －1) of four specimens, the fatigue limit of the S-N curve formed a knee point in the region of 106, and the 2nd fatigue limit caused by giga cycle fatigue did not appeared. In the case of t = 1.1 mm, the highest fatigue limit was 345 MPa, which was 64.3% higher than the original material (t = 1.5 mm). As a result of the UFT fatigue test of STS 304L, many small surface cracks occurred, grown, coalesced while tearing.
Corresponding Author, [email protected]
Ⓒ 2017 The Korean Society of Mechanical Engineers
1. 서 론
액화 천연가스(liquefied natural gas, LNG)는 메 탄(CH4)을 주성분으로 하는 혼합가스로서, 이 가 스는 가스전으로부터 인수기지까지 111K(-162°C) 저온상태로 도입 ․ 저장 ․ 운반 및 보관 ․ 기화기로
운송된다. 이러한 작업들이 이루어지기 위해서는 특별한 LNG운반선이 요구된다. 이러한 운반선의 종류는 LNG를 해상으로 수송하기 위한 LNG운반 선과 LNG운반 철도차량용 탱크, LNG 탱크로리 그리고 이를 육상에서 보관하는 인수기지의 LNG 저장 탱크 등이 필요하다.
LNG 운반선은 크게 독립탱크형과 멤브레인형 (membrane type)으로 크게 나누며, 이중에서 최근
Table 1 Chemical composition of the STS 304L
C Si Mn P S Ni Cr
0.03 1.00 2.00 0.045 0.030 9.0~
13.0
18.0~
20.0
Table 2 Results of tensile test according to rolling angle (t=1.4 mm and 1.5 mm)
t (mm) Degree UTS YS0.2% E.L.
1.5
90 45 0
677 667 710
272 270 284
61.0 61.0 58.2
1.4
90 45 0
753 750 783
477 476 478
45.5 45.0 42.5
(a)
(b)
Fig. 1 (a) Shape and dimensions of a tensile test specimen(unit: mm), (b) a fracture example 멤브레인형이 주종을 이룬다. LNG 선박용 내조
시스템의 사용 환경을 살펴보면, LNG 선박용의 화물창은 LNG의 운송을 위한 loading과 unloading 의 반복으로 111K(-162°C)에서 반복하중을 받게 된다. 또한, LNG의 액압과 파도에 따른 움직임으 로 sloshing(요동)이라는 유체유동의 효과에 의한 동적압력 하중하에서 운전된다. 요동현상과 고압 의 복합작용에 의해 Membrane의 파손을 방지하 기 위해 Membrane에 주름을 설치하는데 이 주름 은 평판소재로부터 소성가공으로 성형된다.(1~3)
LNG 선박용 내조 시스템에 사용되고 있는 멤 브레인 재료는 성형성이 뛰어날 뿐만 아니라 용 접성, 내식성, 인장강도 및 피로강도, 그리고 인 성이 우수하여야 한다. 이의 대표적인 재료로는 9% Ni강 그리고 오스테나이트계 스테인레스강 (STS 304L급)등이 알려져 있다. STS 300계열의 스테인리스강들은 Fe-Cr-Ni 합금으로 상대적으로 강도가 높을 뿐만 아니라, 저온에서 뛰어난 연성 과 인성을 가지므로 극저온 구조물의 적용에 많 은 장점을 갖는다.(3~6)
향후의 LNG선 건조시장을 보면, 중국 등의 신 흥 조선국들과의 경쟁이 치열할 것으로 판단되는 데, 이러한 경쟁에서 경쟁우위를 지속적으로 지 켜나가기 위해서는 “STS 304L의 주름성형이 피 로수명에 미치는 영향에 관한 데이터를 확보”함 으로서 LNG선박용 내조 시스템 설계를 위한 기 초 데이터의 확보로 LNG선 화물창의 신뢰성 및 성능의 향상을 꾀함과 아울러 LNG선의 원천기술 개발에 의한 우리의 고유 모델을 설정하여 조선 산업의 세계 경쟁력을 확보할 수 있을 것이다.(5)
특히 STS 304L강은 극저온에서 좋은 파괴저항 (fracture resistance)을 가지며, 연성-취성 천이온도 현상(ductile-brittle transition temperature, DBTT)이 나타나지 않는 장점을 갖고 있다. 뿐만 아니라 가공성 및 용접성이 우수하여 멤브레인 재료로 적합한 소재이다. 따라서 안전한 내조 시스템의 설계를 위해서는 기초적 물성치 자료로서 기계적 특성과 피로 특성, 그리고 주름 가공에 의한 소 성변형의 영향분석이 필요하다. 현재 LNG 선박 용 내조 시스템 소재로서 사용될 STS 304L에 대 한 저온 환경하에서 기계적 특성 및 피로특성 평 가에 대한 연구는 많이 이루어져 왔으나, 주름성 형에 의해 발생된 소성변형이 피로특성에 미치는 연구는 미진한 실정이다.
따라서 본 연구에서는 LNG 선박의 경량화와 안전성 확보를 위해서는 이의 핵심요소인 멤브레 인 소재의 STS 304L에 대한 주름성형에 의해 발 생된 소성변형의 영향을 평가하기 위하여 멤브레 인 성형공정의 실험 및 해석을 통해 파악된 주요 부위의 두께를 바탕으로 멤브레인 소재에 이와 비슷한 정도의 소성변형량을 압연으로 가한 뒤 상온에서의 기계적 특성 및 피로특성을 평가하고 자 한다.
2. 시험재료와 인장시험결과
Table 1은 본 연구에 사용된 STS 304L 강재의 화학적 성분분석의 결과를 나타내고 있다. Ni과 Cr을 주성분으로 된 것이다. Fig. 1(a)는 본 연구 에 사용된 STS 304L 강재의 인장시험편의 치수 와 형상의 예를 나타내고 있으며, Fig. 1(b)는 본 연구에 사용된 t=1.4 mm인 STS 304L 강재의 인 장시험 후 파단 예를 나타내고 있다. Table 2는
True Strain
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4
True Stress (MPa)
0 200 400 600 800 1000 1200
0 deg #1 0 deg #2 45 deg #3 45 deg #4 90 deg #5 90 deg #6
(a)
True Strain
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5
True Stress (MPa)
0 200 400 600 800 1000 1200 1400
1.1mm 1.3mm 1.4mm 1.5mm
(b)
(c)
Fig. 2 (a) True stress and true strain diagrams according to rolling angle (t=1.4 mm), (b) true stress and true strain diagrams according to thickness, (c) comparison of tensile strength and yield strength according to cold reduction rate
Table 3 Mechanical properties of tensile specimens
t (mm) UTS
(MPa)
YS 0.2%
(MPa)
E.L (%) 1.5
1.4 1.3 1.1
677 753 857 1034
272 477 595 838
61.0 45.5 37.5 19.0
1.5 mm와 1.4 mm의 인장시험편에서 0˚, 45˚ 및 90˚
에서의 인장특성을 정리한 것이다. 1.4 mm의 결 과에서 90˚의 인장강도는 0.3% 증가하였고, 0˚는 4.5% 증가하였다. 이러한 인장시험의 결과인 진 응력과 진변형률(true stress & true strain) 그래프 로 나타낸 것이 Fig. 2(a)와 Fig. 2(b)이다. 모든 실험은 실온, 대기중에서 행하였다.
Fig. 2(a)와 Fig. 2(b)의 그림과 Table 2에서 STS 304L 강재의 인장시험 결과 3가지 방향(0˚, 45˚, 90˚)의 기계적인 성질은 매우 유사하며 균질한 재
료임을 알 수 있다. 또 인장시험편의 대부분은 Fig. 1(b)와 같이 30~40˚ 범위로 전단되면서 최종 파단되었다. 따라서 압연율에 따른 나머지 시험 편의 기계적인 성질은 0˚만을 실험하였다. 그 결 과 Fig. 2(b)와 같이 두께에 따른 선도를 얻 을 수 있었고, 정량적인 자료는 Table 3에 정리하 였고, Fig. 2(c)에 그림으로 표현하였다.
Table 3과 Fig. 2(b)와 Fig. 2(c)에서 원소재(t=1.5 mm)에 대하여 t가 6.7% 감소한 1.4 mm의 경우는 인장강도가 약 11 % 증가하였다. 또 t가 13.3%
감소한 1.3 mm인 경우는 약 27 % 증가하였고, 26.67 % 감소한 t=1.1mm인 경우는 인장강도가 약 53 % 증가하여 냉간압연율(cold reduction)에 따라 인장강도는 선형적으로 증가하였다. 또한 항복강 도는 인장강도와 유사하게 냉간압연율에 대하여 선형적으로 증가하였다. 그러나 연율(elongation)은 압연율에 따라 반비례하여 감소하였다. 이러한 압연율의 증가에 따른 인장강도와 항복강도의 증 가와 연율의 감소는 소성가공에 의한 결정입자의 미세화와 경도상승, 잔류응력의 증가에 주원인이 있는 것으로 판단된다.(7.8)
3. 시험결과와 고찰
3.1 경도시험 결과와 기계적인 물성치의 무차원 비커스 경도시험은 하중 1 Kg으로 각각 8회씩 측정하여 높고 낮은 값을 버리고 나머지 5개 값 과 그 평균값을 Table 4와 같이 정리하였다. 또 각 두께에 따른 평균경도치의 변화를 그림으로 도시한 것이 Fig. 3(a)이다. 이 그림에서 원소재 (t=1.5 mm)에 대하여 냉간압연율이 6.7%인 1.4 mm의 경우는 경도치는 38.1 % 증가하였고, 13.3%인 1.3 mm의 경우는 경도치는 70.3% 증가 하였다. 또 냉간압연율이 26.7%인 t=1.1 mm인 경 우는 경도치는 104.8 % 증가하였으며, 거의 선형 적으로 증가하였다.
Fig. 3(b)는 본 연구에 사용된 4가지 STS 304L
Table 4 Results of Vickers hardness test Thickness(mm)
Hv 1.5T 1.4T 1.3T 1.1T
1 172.4 240.5 297.5 363.7
2 174.2 240.0 279.8 351.8
3 174.4 241.1 305.9 363.7
4 175.3 242.2 300.9 355.2
5 178.4 243.8 305.1 356.7
average 174.94 241.52 297.84 358.22
(a)
(b)
Fig. 3 (a) Variation of Vickers hardness value with change of cold reduction rate, (b) non- dimensional comparison of material properties according to cold reduction rate
(a)
(b)
Fig. 4 (a) UFT fatigue specimen shape and dimension (unit: mm), (b) UFT fatigue tester
강재의 냉간압연율에 따른 인장시험 결과, 비커 스 경도 및 3.2절에서 취급될 UFT피로시험의 피 로한도를 원소재 t=1.5 mm에 대하여 무차원하여 비교한 결과이다. 이 그림에서 UTS(인장강도)는 선형적으로 증가하였고, 0.2% 항복강도도 거의 선형적으로 증가하는 경향을 나타내었다. 또한 비커스 경도(Hv)와 UFT피로시험의 피로한도 σw
는 식 (1)과 같이 거의 선형적으로 증가하였다.
Y = A X (1) 단, Y는 기계적인 물성치, A는 상수, X는 냉간압
연율이다.
이러한 압연율의 증가에 따른 경도치의 증가는 인장강도의 증가와 더불어 소성가공에 의한 결정 입자의 미세화와 잔류응력의 증가에 주원인이 있 는 것으로 판단된다.(7,8)
3.2 UFT피로시험의 S-N 곡선과 피로특성
Fig. 4는 본 연구에 사용된 STS 304L 강재의 초음파피로시험(UFT, ultrasonic fatigue test) 용의 시험편의 치수, 형상[Fig. 4(a)]과 Fig. 4(b)에서 UFT피로시험기(Mbrosia, Korea)를 각각 나타내었 다. 이 UFT피로시험기(R= 1)는 20 KHz로 작동 하므로 장수명의 피로수명을 단시간에 평가 가능 한 새로운 피로시험기이며, 냉각노즐로 시험편의 온도를 냉각시켰다.
Fig. 5(a)는 본 연구에 사용된 STS 304L 강재의 t=1.4 mm인 UFT피로시험후의 0˚의 파단시편의 예 를 나타내었고, 각 피로시험편은 Fig. 4(a)의 시편 도면의 중앙부에서 각각 피로 파단되었다. Fig.
5(b)는 t=1.4 mm인 STS 304L 강재의 0˚, 45˚, 90˚
의 방향에 따른 3가지 시험편의 UFT 시험의 S-N 곡선을 비교한 자료이다. 이 그림에서 0˚인 경우 에는 약 265 MPa에서 피로한도(fatigue limit, endurance limit)가 나타났다. 또 이 그림에서 45˚
의 경우에는 약 243 MPa에서 피로한도가 나타났 고, 90˚의 방향에서는 약 237 MPa에서 피로한도 가 나타났다.
(a)
(b)
(c)
(d)
Fig. 5 (a) Example of fracture specimen of UFT fatigue test with t = 1.4 mm, (b) S-N curves characteristics of UFT fatigue test at 0°, 45°, 90° of test piece with t = 1.4 mm, (c) S-N curves of UFT fatigue test at 0 ° of four fatigue test specimens (t = 1.5 mm, 1.4 mm, 1.3 mm and 1.1 mm), Change in fatigue limit with increasing cold reduction rate of four fatigue specimens
Fig. 5(b)에서 t=1.4 mm인 90˚ 시험편에 비해서 45˚의 경우에는 약 2.5% 증가하였고, 0˚ 시험편의 피로한도는 약 11.8 % 상승하는 경향을 나타내었
다. Fig. 5(b)와 같은 UFT피로시험 결과, 세 가지 압연방향에 따른 피로한도의 차이는 크지 않았 다. 따라서 t=1.5 mm, t=1.4 mm, t=1.3 mm 및=1.1 mm의 UFT피로시험은 0˚인 경우의 시험편만 제 작하여 압연율에 따른 피로한도의 변화를 연구하 도록 하였다. 또 t=1.4 mm인 0˚ 시험의 피로수명 은 45˚와 90˚에 비교하여 전영역에서 증가하였으 며 270 MPa에서 90˚ 시험편에 비교하여 20배 정 도 피로수명이 증가하는 경향을 나타내었다.
Fig. 5(c)는 STS 304L 강재의 압연율에 따른 t=1.5 mm, t=1.4 mm, t=1.3 mm 및 t=1.1 mm인 4가지 시험 편의 UFT피로시험의 S-N곡선을 비교한 자료이다.
이 그림에서 본 연구에 사용된 STS 304L 강재는 초 음파피로시험(R= 1)은 회전굽힘피로시험(R= 1) 처럼 106영역에서 S-N곡선의 특성인 피로한도가 절점(knee point)을 형성한 후 기가사이클 피로에서 생기는 피로한도가 추가로 감소하지 않았다.
Fig. 5(c)에서 4가지 t가 다른 UFT피로시험 결 과는 분산도가 적게 잘 정리되었다. 이 그림에서 원소재(t=1.5 mm)의 피로한도는 210 MPa로 되었 고, 원소재에 대하여 냉간압연율이 6.7 %인 1.4 mm의 경우는 피로한도는 265 MPa로 26.2 % 증가 하였다. 또 13.3 %인 1.3 mm의 경우는 피로한도는 298 MPa로 41.9 % 증가하였다. 또 냉간압연율이 26.7%인 t=1.1 mm인 경우는 피로한도는 345 MPa 로 64.3 % 증가하였다. Fig. 5(d)는 Fig. 5(c)에서 얻은 두께에 따른 피로한도의 변화를 압연율에 따라 도표로 나타낸 것이다. 이 결과 피로한도는 원소재(t=1.5 mm)에 비하여 냉간압연율이 증가함 에 따라 거의 선형적으로 증가하였으며, Fig. 2(c), Fig. 3(a)와 Fig. 3(b)의 냉간압연율이 증가함에 따 른 인장강도, 항복강도 및 비커스 경도치의 변화 와 거의 같은 경향을 나타내었다. 이러한 압연율 의 증가에 따른 피로한도의 증가는 인장강도, 항 복강도, 경도치의 증가와 더불어 소성가공에 의한 결정입자의 미세화와 잔류응력의 증가에 주원인 이 있는 것으로 판단된다.(7,8)
3.3 피로파단면 및 표면의 표면균열의 거동 3.3.1 피로파단면과 피로표면에서의 미시적 관찰 1) 1.4 mm, 0˚인 UFT피로시험편의 피로파단면
관찰
Fig. 6(a)는 1.4 mm 두께인 STS 304L의 0˚인
(a) (b)
(c) (d)
Fig. 6 The fractography of small surface crack of the STS 304L plate specimen (UFT, Max.
bending stress; 277.7 MPa, Nf =4.6×104)
(a) (b)
(c) (d)
Fig. 7 The fractography of small surface crack of the STS 304L plate specimen (UFT, Max.
bending stress; 266.1 MPa, Nf =9.5×103) UFT피로시험의 파단면상에서 발생, 성장된 작은
표면균열 A(최대굽힘응력:277.7MPa, Nf =4.6×) 의 특징을 주사형 전자현미경(SEM, scanning electron microscope, S-4200, Hitachi)로 100배로 관 찰한 예이다. 이 관찰한 파단면상에는 여러 개의 점선으로 나타낸 표면균열(surface crack)은 피로 파단을 유도한 A로 표기한 주균열(main crack)이 며, 6개의 작은 표면균열이 발생하여 성장, 합체 하여 주균열로 되었다. 이 주균열의 초기에는 평 균결정입자크기보다 작은 복수의 표면균열이 각 각 발생, 성장, 합체하면서 주균열로 성장하였고, 이러한 주균열의 형성과정은 다른 연구결과와도 유사하였다.(12~16)
Fig. 6(b)는 Fig. 6(a)상에서 확대한 것으로 피로 균열의 성장과정에 형성되는 연성 줄무늬(ductile striation)가 규칙적으로 형성되어 있고, 그림상의 화살표방향으로 성장되었음을 알 수 있다. 이 줄 무늬를 미시적으로 정량, 분석하면 균열의 성장 속도도 분석가능하며,(10,11) 본 연구에 사용된 STS 304L 시험편의 UFT 시험에서도 이 줄무늬가 많 이 관찰되었다. 또 Fig. 6(a)의 주균열 A의 관찰면 에서 직각인 시험편 표면상 A’를 25배로 관찰한 경우가 Fig. 6(c)이다.
Fig. 6(d)는 Fig. 6(c)의 표면상을 A’를 100배로 확대하면서 UFT 피로시험 시 시험편 표면상의 변화를 관찰한 SEM사진이다. 이 A’영역에는 복 수의 작은 표면균열이 발생, 성장, 합체한 것이 관찰되었다. 이러한 표면상의 관찰에서 평균결정
입경보다 작은 표면균열이 티어링(tearing)하면서 발생, 성장, 서로 합체함을 알 수 있다.
2) 1.4 mm, 45˚인 UFT피로시험편의 피로파단면 관찰
Fig. 7(a)는 1.4 mm 두께이고 45˚인 STS 304L의 UFT피로시험의 피로파단면이다. 이 그림은 266.1 MPa (Nf= 9.5x103)인 경우의 초기미소균열의 발생 지점을 100배의 배율로 관찰한 경우이다. Fig.
7(b)는 작은 표면균열이 발생한 B로 표시한 곳을 확대한 것으로 이곳에서는 UFT피로시험의 최종 단계에서 발생한 900˚C 이상의 고온의 환경으로 형성된 산화막이 관찰되었다. Fig. 7(c)의 B인 곳 의 확대사진에서 작은 표면균열이 발생, 성장한 후 나머지 잔존면적에 응력이 집중되므로 응력이 크게 작용하여 깊이방향으로 티어링(tearing)하면 서 시험편이 크게 변형이 생김을 B영역에서 관찰 가능하다.
Fig. 7(c)와 Fig. 7(d)는 B파면의 직각인 시편표 면을 관찰한 SEM사진이다. Fig. 7(d)는 300배 확 대한 사진으로 UFT 피로시험 후 시험편 표면상 의 변화를 관찰한 것이다. 이 사진에서 많은 작 은 표면균열이 티어링하면서 발생, 성장, 합체함 을 관찰가능하다.
이러한 표면상의 관찰에서 평균결정입경보다 작은 표면균열이 티어링하면서 발생, 성장, 서로 합체함을 알 수 있다. 또한 이러한 현상은 Fig.
6(d)와 같이 결정입경의 경계면에 따른 티어링이
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Fig. 8 The fractography of small surface crack of the STS 304L plate specimen (UFT, Max.
bending stress; 243 MPa, Nf =4.5×105) 다수 발생한 흔적을 쉽게 관찰 가능하고, 7(c)의 관찰에서 높은 응력과 고온에 따른 결정입경의 경계면의 티어링 현상과 소성변형이 수반된 변형 인 것으로 판단된다.
3) 1.4mm, 90˚인 UFT피로시험편의 피로파단면 관찰
Fig. 8은 낮은 응력레벨(243 MPa, Nf =4.5×105) 에 피로수명이 길어서 다수의 작은 표면균열 C, D, E, F, G 등의 긴 표면균열이 여러개가 관찰 가능하다. Fig. 8(b)는 Fig. 8(a)의 100배 확대 사 진으로 C, D 의 균열의 발생. 성장 형태를 여러 개의 선으로 나타내고 있고 C와 D의 합체에서 cliff의 형성을 두 선으로 나타내고 있다. Fig. 8(c) 는 Fig. 8(b)의 C균열의 발생 위치를 확대한 것으 로 회전굽힘피로시험의 표면균열의 발생과 같은 전단형 균열발생 메카니즘 형태를 취하였다.(9,12) 그러나 본 연구의 파단면의 SEM사진 관찰에서 VHCF에서 널리 관찰되는 어안균열은 관찰되지 않았다.(7~9)
Table 5 Distribution of crack lengths at crack number and cumulative probability of fracture at the images of Fig. 9
Fig. 9 A typical example of the randomly distributed small cracks. The images were duplicated by tracing in the photo of A’
area of Fig. 8(e)
Fig. 8(d)~Fig. 8(f)의 사진은 Fig. 8(a), Fig. 8(b) 의 주균열이 생긴 곳의 직각의 표면을 관찰한 SEM 사진이다. Fig. 8(d)에서 다수의 복수균열의 발생, 성장되었음을 알 수 있다. 따라서 Fig. 8(d) 상에 사각형으로 표시한 G'를 100배 확대한 것이 Fig. 8(e)이며, 작은 표면균열이 다수 관찰되고 있 다. 또 Fig. 8(f)는 Fig. 8(e)에 사각형으로 나타낸 곳의 확대 사진으로 작은 표면균열이 발생, 성장, 합체되었음을 알 수 있다.
Fig. 9는 Fig. 8(e)를 스케치한 그림이다. 즉 UFT시험에서 발생, 성장, 합체, 파단되는 작은 표 면균열의 특성변화를 정량적으로 분석하기 위하 여 스케치한 자료이며, 작은 표면균열을 확대한 SEM사진에서 분별하여 선으로 표기하면서 정밀 하게 그 길이를 측정하여 나타내었고, 큰 균열은
Fig. 10 Normal distribution of the cumulative probability of fracture to crack lengths by the data of Table 5
균열개구(crack opening)된 상태로 나타내었다.
3.3.2 표면균열의 발생, 성장, 합체과정
Fig. 9의 스케치한 그림과 같이 Fig. 8의 응력상 태에서 UFT피로시험편시 시험편 표면상에는 작 은 많은 표면균열이 발생, 성장, 합체됨을 알 수 있다. Table 5는 스케치된 Fig. 9의 자료에서 작은 표면균열의 균열길이별 균열갯수를 셈하여 길이 별의 비율을 정리한 것이다. 이 자료에서 대부분 의 작은 표면균열은 평균입경(40 μm)보다 작은 균열의 비율이 약 45.6 %를 차지하였다. 또 Fig. 9 에서 57개의 작은 표면균열이 발생, 성장, 합체되 면서 파단되므로, 균열의 밀도는 약 0.000057개/
μm2이다.
이렇게 복수로 발생한 많은 작은 표면균열은 Fig. 9와 같이 불규칙적으로 분포하며 이 작은 표 면균열이 발생, 성장, 합체하면서 파단되는 현상 은 다른 연구결과와도 유사하다.(12~14) Fig. 10은 Table 5의 자료를 대수확률지상에 작은 표면균열 의 길이에 따라 누적상대도수로 정리한 것으로 선형으로 표시되는 성질은 탄소강의 자료,(12~14) 고장력강의 부식피로(15)와 비슷한 경향을 나타내 었다. 또 인코넬 718재의 수소가속취화재보다 균 열길이가 긴 것이 많은 것을 알 수 있다.(7)
4. 결 론
(1) STS 304L 강재의 압연율에 따른 시험결과 에서 원소재(t=1.5 mm)에 대하여 냉간압연율의 증 가에 따라 t가 1.1 mm 까지 감소하면 인장강도, 항복강도, 경도치 및 UFT피로시험의 피로한도는
선형적으로 증가하였다.
(2) STS 304L 강재의 냉간압연율에 따른 t=1.5 mm, t=1.4 mm, t=1.3 mm 및 t=1.1 mm인 4가지 시 험편의 UFT피로시험(R= 1)결과, 회전굽힘피로시 험(R= 1)의 결과처럼 106영역에서 S-N곡선의 피로한도가 절점(knee point)을 형성한 후 기가사 이클 피로에서 생기는 2차 피로한도는 나타나지 않았다. 또 t=1.1 mm인 경우 가장 높은 피로한도 345 MPa로 되었고, 원소재(t=1.5 mm)에 대하여 64.3 % 증가하였다.
(3) STS 304L 강재의 냉간압연율에 따른 UFT 피로시험결과 RFT피로시험의 피로균열의 성장과 정에 형성되는 연성 줄무늬(ductile striation)을 관 찰할 수 있었고, 많은 작은 표면균열이 티어링 (tearing)하면서 발생, 성장, 서로 합체함을 알 수 있었다.
후 기
본 연구는 2016년 한국가스공사의 연구비 지원 을 받아 수행되었습니다.
참고문헌
(References)
(1) Chun, M. S., Kim, M. H., Kim, W. S., Kim, S.
H. and Lee, J. M., 2009, "Experimental Investigation on the Impact Behavior of Membrane Type LNG Carrier Insulation System," J of Loss Prevention in the Process Industries, Vol. 22, pp.
901~907.
(2) Kim, M. H., Lee, S. M., Lee, J. M., Noh, B. J.
and Kim, W. S., 2010, "Fatigue Strength Assess- ment of MARK-III Type LNG Cargo Containment System," Ocean Engineering, Vol. 37 pp. 1243~
1252.
(3) Bang, H. S., Bang, H. S., Kim, Y. C. and Oh, I.
H., 2011, "A Study on Mechanical and Micro- structure Characteristics of the STS304L Butt Joints using Hybrid CO2 Laser-gas Metal Arc Welding,"
Materials and Design, Vol. 32, pp. 2328~2333.
(4) Kim, B. C., Yoon, S. H. and Lee, D. G., 2011,
"Pressure Resistance of the Corrugated Stainless Steel Membranes of LNG Carriers," Ocean Engineering, 38, pp. 592~608.
(5) Kim H. S., Chun, M. S., Lee, J. M. and Kim, M.
H., 2013, "A Comparative Evaluation of Fatigue and Fracture Characteristics of Structural
Components of Liquefied Natural Gas Carrier Insulation System," J of Pressure Vessel Technology, Trans ASME, 021405 / Vol. 135, pp.
1~8.
(6) Yu, Y. H., Kim, B. G. and Lee, D. G., 2013,
"Cryogenic Reliability of the Sandwich Insulation Board for LNG Ship," Composite Structures, Vol.
95, pp. 547~556.
(7) Suh, C. M., Nahm, S. H., Kim, J. H. and Pyoun, Y. S., 2016, “A Study on the VHCF Fatigue Behaviors of Hydrogen Attacked Inconel 718 Alloy,” Trans. Korean Soc. Mech. Eng. A, Vol. 40, No. 7, pp. 637~646.
(8) Suh, C. M., Song, G. H., Suh, M. S. and Pyoun, Y. S., 2007, “Fatigue and Mechanical Charac- teristics of Nanostructured Tool Steel by Ultrasonic Cold Forging Technology,” Mater. Sci. Eng. A, 443, pp. 101~106.
(9) Suh, C. M., Suh, M. S. and Hwang, N. S., 2011,
"Growth Behaviours of Small Surface Fatigue Crack in AISI 304 Steel," Fatigue Fract. Engng.
Mater. Struct. 35, 1, pp. 22~29.
(10) Suh, C. M., Suh, M. S. and Kim, S. K., 2011,
"Fracture Mechanics of Surface Fatigue Crack Growth by Ductile Striation Space Measurement in Notched Waspaloy," Fatigue Fract. Engng. Mater.
Struct. 35, 1, pp. 30~36.
(11) Suh, C. M., Suh, M. S. and Kim, S. K., 2010,
"Surface Fatigue Crack Growth Behavior from Small Notch in Waspaloy," International Journal of Modern Physics B, 24, 15-16, pp. 3112~3117.
(12) Kitagawa, H., Takahashi, S., Suh, C. M. and Miyashita, S., 1979, "Quantitative Analysis of Fatigue Process: Micro-Cracks and Slip Lines under Cyclic Strains," ASTM STP 678, pp. 420~449.
(13) Suh, C. M., Yuuki, R. and Kitagawa, H., 1985,
"Fatigue Microcracks in a Low Carbon Steel,"
Fatigue Fract. Engng. Mater. Struct., 8-2, pp.
193~203.
(14) Suh, C. M. and Kitagawa, H., 1987, "Crack Growth Behaviour of Fatigue Microcracks in Low Carbon Steels," Fatigue Fract. Engng. Mater.
Struct., 9-6, pp. 409~424.
(15) Kitagawa, H., Nakasone, Y. and Shimodaira, M., 1985, “A Fracture Mechanics Study of the Corrosion Fatigue of a Structural Steel with a Surface Defect,” Trans. of the JSME series A, Vol.
51-464, pp. 1026~1033.
(16) Nahm, S. H. and Suh, C. M., 1997, "Observation on the Growth Behavior of Small Surface Cracks Using Remote Measurement System," ASTM STP, 1318, pp. 71~84.
