1. 서 론
세계적으로 이산화탄소 배출로 인한 기후변화에 대응하기 위해 넷 제로(Net Zero) 달성을 위한 친환경 에너지 확보 노력이 활발히 이루어지고 있다[1]. 이에 따라 선진국을 중심으로 대학, 연구소, 글로벌 기업 등에서 수소, 암모니아, MCH (methylcyclohexane), 바이오 가스 등 다양한 대체 에너지 연구가 진행되고 있다[2]. 이 중 수소 에너지는 생산, 운송, 저장 측면에서의 효율성과 높은 범용성을 바탕으로 화석연료를 대체할 수 있는 유력한 차세대 에너지로 주목 받고 있다[3].
수소는 상온에서 기체 상태로 존재하지만, 액화할 경우 부피가 약 1/800로 감소하여 동일한 저장 조건에서 더 많은 수소를 저장할 수 있다. 이러한 특성으로 인해 최근에는 액화 수소의 저장 및 운송을 위한 용기 제작 기술의 중요성이 부각되고 있다[4-6].
액화 수소는 20 K이하의 초저온에서 유지되어야 하며, 특히 해상 운송의 경우 안전성 확보를 위한 고려 요소가 증가하면서 용기의 제작 난이도 또한 높아진다. 현재 대학 및 연구기관에서는 액화 수소 저장 용기의 표준화 및 신뢰성 확보를 위한 실험 환경을 구축하고 있으나, 관련 표준 및 규격이 부족하여 본격적인 연구는 아직 미비한 상황이다. 특히, 초저온(20 K 이하) 환경에서의 소재 물성에 대한 연구는 일부 진행되고 있으나, 용접 공법에 따른 용접부 특성 연구는 상대적으로 부족하다[7].
액화수소 저장 용기의 내구성 및 신뢰성 확보를 위해 수소 취화 저항성과 초저온 기계적 물성이 우수한 소재 적용이 필수적이며, 이에 따라 알루미늄 5000·6000계 및 오스테나이트계 스테인리스 강(Austentitic Stainless Steel, ASS) 등의 활용 가능성이 평가되고 있다[8]. ASS는 우수한 내부 식성과 기계적 특성 덕분에 해양 구조물, 화학 저장 용기, 발전용 터빈 부품 등 다양한 혹독한 환경에서 사용되고 있으며, 초저온 환경에서도 뛰어난 기계적 물성과 수소 취화 저항성을 유지한다[9-12].
ASS를 활용한 구조물 및 저장 용기를 제작할 시 용접은 필수적인 공정이며, 일반적으로 산업 현장에서 GTAW(Gas Tungsten Arc Welding) 및 GMAW(Gas Metal Arc Welding) 공법이 널리 사용된다[13]. GTAW는 텅스텐 전극과 모재 사이에서 발생하는 열원을 이용하며, GMAW는 소모성 와이어 전극을 이용한 아크 열원으로 용접이 이루어진다. 공법간 입열 효율, 용접 비드 형상, 냉각 속도 등의 차이로 인해 최적 용접 조건 도출 시 다양한 변수가 나타날 수 있다.
Desu et al.[14]에 의하면 ASS 304L 모재에 308L 와이어를 이용한 GTAW용접이 GMAW보다 충격인성 값이 더 높음을 시사했다. Kumar et al.[15] 은 GTAW 공법이 GMAW 보다 인장강도 및 경도 값이 높다고 하였으며, 보호 가스 종류에 따른 물성 차이를 비교하였다. 하지만 이들 연구는 공법 간의 미세조직 차이에 대한 정량적 고찰이 부족하였다. 한편, Kang et al.[16] 은 알루미늄 소재를 활용하여 GTAW와 GMAW 공법 간 차이로 인해 미세조직의 차이를 규명하였으며, Thorsten Michler[17]에 의하면 TIG(Tungsten Inert Gas) 용접 공법으로 다층 용접 후 77 K 와 4 K 환경에서 샤르피 충격 시험 결과, 유의미한 충격인성 차이가 없음을 보고하였다. 반면, NIST technical note 2230에서는 다양한 용접 조건(GTAW, Flux Cored Arc Welding 등)과 77 K 및 4 K의 온도 조건에 따라 파괴 인성 값이 달라짐을 확인하였으며, 충격인성과 파괴인성 간의 연관성을 제안하였으나 미세조직에 대한 고찰은 미흡하였다[18].
이에 본 연구에서는 ASS 304L 모재와 308L 용접재를 이용하여 GMAW 및 GTAW 공법으로 제작된 용접부를 대상으로, 용접 공법에 따른 상온 및 극저온에서의 기계적 물성과 충격인성 차이를 비교·분석하였다. 또한, 미세조직 및 파단면 분석을 통해 용접 공법에 따른 물성 차이의 원인을 규명하고자 하였다.
2. 실험 방법
본 연구에서 사용된 재료는 크기 150×100×2 mm 인 ASS 304L이며, 화학조성은 표 1에 나타내었다. 용접용 와이어는 표 1과 같이 AWS A5.22_A5.22M 규격을 참조하여 직경 1.2 mm 인 ASS 308L 소재를 사용하였다[19]. GMAW의 용접장비는 Fronius사의 VR7000 CMT 용접기에 KUKA 로봇 시스템을 GTAW의 용접장비는 Fronius 사의 KD7000D-11 용접기에 현대로보틱스 로봇 시스템을 사용하였다(그림 1). GMAW의 경우 GTAW에 비해 높은 입열 효율을 가진다[20]. 따라서 본 실험에서 2가지 용접 공법에 따른 용접 조건은 입열 계산식에 근거한 각 공법에 따라 입열 효율을 적용하여 설정하였다. 용접 조건은 표 2에 나타내었다. GMAW 공법의 보호가스로는 Ar + 2% O2 혼합가스를 사용하여 후판 언더컷 현상을 최소화하고 아크 안정성을 확보하였으며, GTAW 공법에서는 순수 Ar 가스를 사용하였다. 이는 GTAW의 낮은 입열 효율에도 불구하고 불활성 가스만으로 충분한 아크 안정성이 확보되기 때문이다[21,22].
용접 실험 후 용접 조건 간 비드 표면 관찰 및 용접부 단면도 측정을 위해 광학 현미경(Optical Microscope, OM)을 사용하였다. 광학 현미경 분석을 바탕으로 각 공정에서 선정된 조건의 미세조직 관찰을 위해 주사 전자현미경(Scanning Electron Microscope, SEM), 전자탐침미세분석기(Electron Probe Micro Analyzer, EPMA)를 사용하였다. 전자현미분석기 조건의 경우 15 kV, 체류 시간(Dwell time)20초, 400×300 분해능 분석조건을 적용하였다. 또한 EPMA를 이용한 점 분석의 경우 δ-페라이트 분율 확인을 위해 3곳을 측정하여 평균값을 도출하였다.
용접부의 기계적 물성을 평가하기 위해 인장 시험, 비커스 경도(Vickers hardness)시험, 충격인성 실험을 수행하였다[23]. 인장 시험은 고하중 인장시험기(Instron 5985)를 이용하였으며, ASTM E8/E8M-8 규격에 따라 시편을 제작하고 인장 속도는 3.00 mm/min으로 설정하였다. 충격 인성 평가는 ASTM E23-07에 근거하여 수행하였으며, 77 K 환경은 액화 질소를 이용한 냉각 용기를 통해 조성하였고, 20 K 환경은 냉각기가 장착된 특수 냉각 장비를 사용하여 구현하였다. 경도 측정은 비커스 방식으로 하중 0.2 kgf 조건에서 수행하였으며, 용접부 영역은 0.2 mm 간격, 모재 영역은 0.4 mm 간격으로 측정하였다. 공법 간 용접부 시편의 δ-페라이트 분율 비교 및 77 K 환경에서 수 행한 충격인성 시험 후 의 미세조직 비교 분석을 위해 후방 산란전자회절패턴분석기(Electron Backscatter-Diffraction, EBSD)를 사용하였다. 각 공법 차이로 인한 잔류 오스테나이트 분율 차이 및 극저온 충격 시편의 α-마르텐사이트로 변태 여부 관찰을 위해 scanning step size는 0.45 μm 조건으로 설정하였다.
3. 결과 및 고찰
3.1 아크 용접 공법에 따른 용접부 형상 비교
비교 조건 도출을 위해 외관 및 단면에 대한 형상학적 및 수치 비교를 수행하였다. 각 용접 조건은 관련 용접 규격을 참조하여 후면 비드(Bead) 형상, 단면 비드 높이 및 비틀림 허용 각도를 기준으로 평가하여 선정하였다.
그림 3은 GMAW 공정을 통해 제작된 시편의 단면 이미지를 나타낸 것으로, 용접 속도 70 cm/min, 용접 전류 102 A 조건부터 용접 속도 60 cm/min, 용접 전류 150 A 조건까지의 다양한 입열량 조건에 따른 용접 비드 형상을 비교한 것이다. 입열량이 가장 낮은 102 A–70 cm/min 조건에서는 전면 비드가 다른 조건과 유사하게 균일한 형상을 보였으나, 후면 비드는 일관되게 형성되지 못하였다. 125 A–70 cm/min 조건에서는 용접 시단부터 중앙까지는 매끄러운 후면 비드가 형성되었으나, 중앙 이후로는 험핑(humping) 현상이 관찰되었다. 반면, 125 A–50 cm/min 조건부터는 시단부터 종단까지 비교적 균일한 후면 비드가 형성되었다.
단순한 전·후면 비드 분석만으로는 비교 조건을 결정하기 어려워, 후면 비드가 비교적 일정하게 형성된 네 가지 조건을 선별하여 용접부 단면을 정밀 분석하였다. 해당 조건들의 단면 이미지는 그림 4에 제시하였다.
AWS D1.6 규격[13]에 따르면, 용접부는 대칭적인 형상을 갖는 것이 바람직하며, 이 기준에 가장 부합하는 조건은 150 A–70 cm/min임을 확인할 수 있었다. 그림 5는 광학 현미경을 이용하여 각 조건에서 용접부 중심을 기준으로 용융부(Fusion Zone, FZ), 열영향부(Heat Affected Zone, HAZ), 모재(Base Metal, BM)를 구분하여 촬영한 결과이다. 분석 결과, 열영향부의 크기에 조건별 차이가 있었으며, 특히 125 A–70 cm/min 조건이 125 A–50 cm/min, 125 A–60 cm/min, 150 A–50 cm/min 조건에 비해 가장 좁은 열영향부를 나타내었다.
그림 6은 GTAW 공법에서 입열량 증가에 따른 후면 비드 형상을 나타낸 이미지이다. GMAW 공법의 150 A–60 cm/min 조건과 동일한 이론적 입열량 조건에서도, 공법 간 입열 효율 차이로 인해 GTAW에서는 후면 비드가 형성되지 않았다. 200 A–30 cm/min 조건에서는 후면 비드가 용접 시단부터 중앙까지 험핑(humping) 현상을 보였으며, 중앙부터 종단까지는 비교적 균일한 비드가 형성되었다. 입열량을 증가시킨 250 A–40 cm/min 조건에서는 전반적으로 균일한 후면 비드가 형성되었으나, 250 A–30 cm/min 조건에서는 과도한 입열량으로 인해 용락(burn through) 현상이 관찰되었다.
용접 공법 및 입열량 차이에 따른 후면 비드의 단면 형상 차이는 그림 7에 제시하였으며, 이에 대한 정량적 분석 결과는 표 3에 나타내었다. GMAW 공법은 GTAW 공법에 비해 상대적으로 낮은 입열량 조건임에도 불구하고, 비드 높이 및 용입 깊이가 더 크게 나타났다. 반면, GTAW 공법으로 제작된 시편에서는 비드 면적이 더 넓게 형성되었다. 이는 동일한 이론적 입열량이 적용되었더라도, 아크 특성, 용접 모드, 용접 속도, 와이어 송급 속도 등의 요소를 고려한 실제 입열량에서 차이가 발생했기 때문이며, 이러한 차이가 결과적으로 비드 형상 및 면적의 차이를 유발한 것으로 판단된다[24].
3.2 아크 용접 공법 간 용접부 미세구조 비교
그림 8은 각 용접 공법에 따른 미세조직을 비교하기 위해 촬영한 광학현미경(OM) 및 주사전자현미경(SEM) 이미지이다. GTAW 공법은 GMAW 공법에 비해 입열량이 높고 냉각 속도가 느리기 때문에, δ-페라이트가 버미큘러(Vermicular) 및 레시(lathy) 형태로 혼재하여 형성되었으며, 이는 기존 연구 결과와 일치한다[25]. 반면, GMAW 공법은 상대적으로 낮은 입열량 조건에서 버미큘러 형태의 δ-페라이트가 주로 관찰되었다[26]. GMAW 공정에서 GTAW 공정에 비해 상대적으로 빠른 냉각속도로 인해 δ-페라이트의 γ-오스테나이트로의 완전한 변태가 억제되었으며, 이에 따라 버미큘러한 형태의 δ-페라이트가 관찰되었 다. 그에 반해 GTAW 공법의 경우 높은 입열량으로 인해 느린 냉각 속도가 발생하므로 수지상정의 거리가 좁아질 수 있는 것이 보통이나 임계 냉각속도 초과로 인해 레시 δ-페라이트가 나타났다.
그림 9는 아크 용접 공법 간 용접부의 FCC 및 BCC면 차이를 확인하기 위해 XRD 분석을 진행한 이미지이다. GMAW 공법에 의해 형성된 용접부는 FCC(111) 면이 BCC(011) 면보다 상대적으로 높게 나타났다. 반면 GTAW에 의해 형성된 용접부는 FCC(111), (002), (113) 면 이외에 BCC(011) 면도 높게 나와 FCC와 BCC 구조를 모두 가지는 것으로 확인되었다. 이로 인해 BCC(011), (002) 면의 피크가 높게 나타난 GTAW 용접부의 δ-페라이트(BCC 구조)가 GMAW 용접부에 비해 안정화되었음을 알 수 있다[23,24].
그림 10은 용접 공법 및 입열량 차이에 따른 잔류 오스테나이트 분포를 비교한 EBSD 이미지이다. 회절 각도가 노란선(42°~44°) 및 빨간선(45°~47°)으로 나타난 영역은 잔류 오스테나이트와 마르텐사이트 간의 변태 관계를 반영한다. Kurdjumov–Sachs(K–S) 및 Nishiyama–Wassermann (N–W) 관계에 따르면, FCC(오스테나이트)→BCC(마르텐사이트) 변태 과정에서 특정 결정학적 방향 관계가 유지된다[28]. FCC에서 BCC로 변태될 때 45°근처의 특정 방향에서 변형이 집중적으로 발생하며 이는 EBSD 분석에서 회절 각도로 나타난다. 냉각 속도가 빠른 GMAW 용접부에서는 18.2 %의 잔류 오스테나이트가 관찰 되었으며 이는 급속 냉각으로 인해 오스테나이트가 K-S 및 N-W 관계에 의해 부분적으로 마르텐사이트로 변태되지 않고 남아 있는 것을 의미한다. 반면, 냉각 속도가 상대적으로 느린 GTAW 용접부에서는 잔류 오스테나이트가 0.06 %로 극히 낮은 수준으로 관찰되었으며, 이는 느린 냉각속도로 인해 대부분의 오스테나이트가 안정화 되었기 때문으로 판단된다.
그림 11은 입열량의 차이에 따른 용접부의 상을 비교하기 위한 EBSD 이미지이다. GMAW 용접부의 결정립 크기는 평균 95.756 μm가 나타났으며 GTAW 용접부의 결정립 크기는 평균 166.608 μm 로 더 크게 나타났다. 입열량 차이로 인해 냉각속도에 따라 상 크기가 변화할 수 있으며 이 과정에 합금원소의 확산에 영향을 줄 수 있음을 확인하였다.
그림 12는 공법 차이로 인해 발생할 수 있는 용접부의 합금 원소 차이를 측정하기 위한 EPMA 이미지이다. GMAW 용접부에서는 버미큘러 형태의 δ-페라이트를 따라 Cr이 국부적으로 농축되어 있는 반면, GTAW 용접부에서는 레시 형태의 δ-페라이트를 따라 Cr이 집중되어 있는 것이 관찰되었다. γ-오스테나이트를 안정화시키는 원소인 Ni는 δ-페라이트를 제외한 영역에 비교적 균일하게 분포되어 있음을 확인하였다. EPMA 점분석 결과, GTAW 용접부의 δ-페라이트 내 Cr 함유량은 26.14%로 GMAW 용접부에 비해 2.23% 높게 나타났으며, Ni 함유량은 4.32%로 0.91% 낮게 나타났다. 이러한 결과는 GTAW 용접부가 GMAW 용접부보다 높은 Cr 함유량으로 인해 δ-페라이트가 보다 안정화되어 있음을 시사한다[29].
냉각속도는 합금원소 확산에 영향을 주는 중요한 인자이므로, 본 연구에서는 GMAW와 GTAW에 대한 냉각속도를 계산하였다. Merchant Samir Y. [30]에 의하면 아크 용접의 입열량과 상변화가 발생하는 온도를 이용하여 냉각속도를 계산할 수 있다고 보고하였다. 식(1) 은 입열량을 구하기 위한 공식이며, 식 (2)는 시편의 두께가 냉각속도에 미치는 영향을 구하기 위한 공식이다. 또한, t1값이 0.75 이상일 경우 식 (3)을 이용해 냉각속도를 구할 수 있다.
여기서 V는 아크 전압(Arc voltage), A는 용접 전류(Welding current), S는 용접 속도 또는 아크 이동 속도(Welding speed or arc travel speed, mm/min)이다.
여기서 t는 판 두께(plate thickness), ρ는 재료의 밀도(density of material, g/mm3oC), ρC는 체적 비열(Volumetric specific heat, J/mm3oC), Tc 는 TTT 다이어그램에서 페라이트 노즈 근처 온도(Temperature near the Ferrite nose on TTT diagram), Hnet 는 입열량(Heat input J/min)을 나타낸다. 식(2)의 값이 0.75 이상 또는 이하일 경우, 식(3)의 공식이 달라질 수 있다.
여기서 R은 냉각속도(Cooling rate, oC/sec), K 는 열전도도(thermal conductivity, J/mm,soC), T0 는 용접 전 후 페라이트의 초기 온도(Initial temperature of Ferrite prior to welding)이다. 식 (2)에서 도출된 값이 0.75 이상일 경우 식 (3)을 적용할 수 있다.
그림 13은 온도에 따라 페라이트 및 오스테나이트 상의 생성을 확인하기 위해 J-mat Pro 를 사용하여 Temperature-Phase wt(%)에 대한 값을 그래프로 나타내었다. 308L 와이어 합금 조성을 기반으로 그래프가 도출되었다. 그림 13에 나타낸 그래프에 의하면 800 oC에서부터 페라이트의 분율이 일부 존재하는 것으로 보아 일부 페라이트 상이 생성된다고 판단된다. GMAW 및 GTAW 공법은 동일한 모재와 두께 조건에서 수행되었으며, 두 공법 간의 주요 차이는 입열량에 있다. 식(1)에 대입하여 계산한 결과, GMAW의 입열량은 142.97 mm/min, GTAW의 입열량은 393.75 mm/min로 GTAW 공법의 입열량이 상대적으로 높은 것으로 확인되었다. 식(2)에서 두 공법 모두 절대값이 0.75 이상을 나타냈으며, 식(3)에 대입한 결과 GMAW의 냉각속도는 28.82 oC/sec 가 나타났고 GTAW의 냉각속도는 10.468 oC/sec 로 계산되었다. 따라서, GMAW 공법이 GTAW 공법에 비해 냉각속도가 빠르다는 것을 유추할 수 있었다.
3.3 아크 용접 공법 간 용접부 기계적 물성 차이 비교
ASS 304L 소재에 서로 다른 용접 공법을 적용한 결과, 미세조직 분석을 통해 δ-페라이트의 형상 차이 및 Cr 함유량의 차이가 확인되었다. Cr은 체심입방격자(BCC) 조직의 형성을 촉진하는 원소로, BCC 구조인 δ-페라이트의 기계적 물성에 영향을 미칠 수 있다[31].
그림 14는 용접 공법에 따른 용접부의 기계적 물성을 비교한 결과이다. GMAW 공법으로 제작한 시편의 인장강도는 평균 711.04 MPa, 연신율은 29.73 %로 나타났다. 반면, GTAW 공법으로 제작한 시편은 평균 771.38 MPa의 인장강도와 39.13 %의 연신율을 보여, GMAW 공법에 비해 우수한 기계적 특성을 나타냈다.
GTAW 용접부는 GMAW 용접부에 비해 상대적으로 느린 냉각 속도를 가지며, 이로 인해 오스테나이트 결정립이 더욱 크게 성장한 것으로 관찰되었다. 결정립의 성장은 전위 밀도를 감소시키는 결과를 초래하며, 이에 따라 연신율이 증가한 것으로 판단된다. 또한, 냉각 속도 차이에 따라 GTAW 용접부는 GMAW 용접부보다 내부 잔류 응력이 상대적으로 감소하였고, 변형 시 마르텐사이트로의 변태(TRIP 효과) 또한 GMAW 용접부에 비해 적게 발생하였다[32]. 아울러, 결정립 크기와 연신율 사이에는 일반적으로 비례 관계가 존재하며, 이러한 상관성에 따라 결정립이 더 크게 성장한 GTAW 용접부가 GMAW 용접부보다 연신율이 우수하다[33].
그림 15는 경도 맵핑을 통해 용접부의 경도를 비교한 이미지이다. 두 공법으로 제작한 시편 모두에서 용접부의 경도는 모재에 비해 낮게 나타났다. 이는 용접부에서 δ-페라이트가 생성되어 경도 저하에 영향을 준 것으로 판단된다. 반면, 모재는 압연 공정을 거친 안정된 γ-오스테나이트 조직을 갖고 있어 상대적으로 높은 경도를 나타낸 것으로 판단된다.
그림 16은 두 공법의 용접부에 대한 샤르피 충격시험의 충격인성 결과이다. GMAW 공법의 상온 충격 인성 시험 결과는 16 J, 극저온(77 K)에서는 19 J로 나타났으며, GTAW 공법의 경우 상온에서 22 J, 극저온에서는 27 J로 측정되었다. 두 조건 모두에서 GTAW 용접부가 GMAW 용접부에 비해 상대적으로 높은 충격 인성을 나타내었다. 또한 20 K 조건에서 실시한 충격 시험 결과, GMAW 및 GTAW 공정에 따라 각각 17 J 및 18 J의 인성 값이 측정되었으며, 공정에 따른 인성 차이는 미미한 수준으로 나타났다.
그림 17은 GMAW 및 GTAW의 충격시험 파단면을 관찰한 SEM 이미지이다. 공법 간의 상온 및 극저온 충격시험 시편을 비교한 결과, GMAW 및 GTAW 용접부의 파단면에서는 모든 온도 조건에서 연성 파괴의 특징인 딤플(dimple) 형태가 관찰되었다. 특히, 극저온(20 K) 환경에서도 벽개 파괴(cleavage) 형태는 나타나지 않았으며, 연성 파괴 양상이 지배적으로 관찰되었다. GTAW 용접부는 GMAW 용접부에 비해 상대적으로 큰 상 크기를 가지며, 이로 인해 파괴 시 균열의 전파가 둔화되는 효과가 발생하여 더 높은 충격 인성 값을 나타낸 것으로 사료된다[34]. 또한, 오스테나이트계 스테인리스강(ASS)은 연성-취성 천이 온도(Ductile-Brittle Transition Temperature, DBTT)가 뚜렷하지 않은 재료 특성을 가지므로, 극저온(77 K) 및 초저온(20 K) 조건에서도 연성 파괴가 우세하게 나타나는 것을 확인할 수 있었다.
그림 18은 각 용접 공법에 따른 용접부의 극저온 충격 시험편에 대한 EBSD-Phase mapping 결과를 보여준다. 특히, GTAW 용접부에서는 γ-오스테나이트가 α-마르텐사이트로 우세하게 변태되었으며, 일부 ε-마르텐사이트가 관찰되었다. 이는 해당 용접부가 상대적으로 낮은 적층 결함 에너지를 갖고 있음을 시사하며, 낮은 결함 에너지가 적층 결함의 형성을 촉진하여 HCP 구조를 가진 ε-마르텐사이트의 형성 가능성을 증가시켰기 때문이다[35].
반면, GMAW 용접부에서는 변태되지 않은 γ-오스테나이트가 지배적으로 형성되었으며,이는 해당 용접부가 높은 적층 결함 에너지를 유지하면서 변형 시 마르텐사이트 변태보다 전위 슬립이 우세하게 발생했음을 나타낸다[36]. 이러한 차이는 용접 공법과 입열량에 의해 형성된 미세조직의 열적 및 기계적 안전성 차이에서 기인한 것으로 판단된다. 결과적으로, 잔류 오스테나이트 분율 분석을 통해 마르텐사이트 변태에 영향을 미칠 수 있음을 시사한다.
4. 결 론
본 연구는 액화수소 저장 용기 제작에 사용되는 소재 중 하나인 ASS 304L(두께 2 mm)을 이용하여 AWS에서 권장 용접 공법인 GTAW와 GMAW 공법 차이로 인해 발생할 수 있는 미세조직 차이를 비교하였다. 그 결과, 다음과 같은 결론을 도출하였다.
1. 입열 효율의 차이로 인해 동일한 시편을 용접할 경우, GTAW가 GMAW에 비해 더 높은 입열량을 필요로 한다. 높은 입열량은 용접부의 δ-페라이트 형성에 영향을 미치며 미세조직 형상에도 차이를 일으킨다. GMAW 용접부에서 는 버미큘러 형태의 δ-페라이트가 지배적으로 나타난 반면, GTAW용접부에서는 레시 형태의 δ-페라이트가 우세하게 나타났다.
2. GTAW는 GMAW에 비해 더 높은 입열량을 가지며, 그로 인해 느린 냉각속도가 발생하였고, 용접부의 상이 더 크게 나타난다. 또한 높은 입열량은 조성물의 확산을 촉진시켜 δ-페라이트 내 Cr 함유량을 증가시키며, 이는 기계적 물성에 영향을 미칠 수 있다.
3. GTAW 용접부는 GMAW 용접부에 비해 인장강도, 충격강도, 경도 값이 더 높게 나타났다. GTAW 용접부에서의 δ-페라이트는 높은 크롬 덕분에 안정화되어 고온에서의 내식성 및 내구성이 향상되었으며, 이로 인해 용접부의 기계적 물성이 개선된 것으로 해석된다.
4. GMAW와 GTAW 용접부는 상온 및 극저온 충격 시험에서 모두 딤플 형태의 파단면을 보였으나, 용접부 간 충격 인성 값에는 차이가 있었다. 특히, 77 K 환경에서 실시한 충격 시험의 EBSD 이미지를 통해 GMAW 용접부에서 마르텐사이트 변태가 GTAW 용접부에 비해 덜 발생한 것으로 확인되었다. 이는 잔류 오스테나이트의 영향으로 해석되며, 잔류 오스테나이트는 용접부 내 적층 결함 에너지에 영향을 줄 수 있는 중요한 요소로 작용할 수 있다.
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