1. 서 론
Inconel 718 합금은 Ni계 초내열 합금으로 오스테나이트 (γ) 기지 내에 정합 규칙상 형태의 γ'' (Ni3Nb) 및 γ' (Ni3(Al, Ti)) 상이 석출되어 고온에서 우수한 강도 및 크리프, 내산화성, 내부식성을 가진다[1-3]. 이러한 우수한 특성을 바탕으로 Inconel 718 합금은 주로 항공 우주 산업 및 원자력 발전 설비와 같은 고온 및 고압 환경에서 사용된다[4]. 한편, 항공 우주 산업에서 사용되는 주요 구성 요소인 엔진 및 터빈 블레이드 케이스 상·하판과 같은 환형 부품에 적용되는 소재는 고성능 및 장수명을 보장하기 위해 체계적인 부품화 성형 공정이 요구되고 있다. Inconel 718 합금은 고강도와 고내식성을 가지고 있지만 성형성이 낮아 단조 공정이나 절삭 공정으로는 한계가 있으며, 성형 공정이 고온에서 이루어지므로 재료의 고품질화 및 건전성을 확보할 수 있도록 미세조직을 제어하고 결함 및 불균질성을 예방하기 위한 최적의 공정 조건을 찾는 것이 중요하다. Inconel 718 합금은 적층 결함 에너지 (Stacking fault energy)가 낮은 재료로 전위의 상승이 어렵기 때문에 변형 중에 가공 경화 (Strain hardening)와 동적 재결정 (Dynamic recrystallization, DRX)이 발생한다. 동적 재결정 중에서 불연속 동적 재결정 (Discontinuous dynamic recrystallization, DDRX)이 우세하게 일어나며, 이는 낮거나 중간 정도의 적층 결함 에너지를 가진 금속에서 발생한다[5]. 불연속 동적 재결정은 변형 동안 결정립계에 축적된 전위로 인해 결정립계가 팽창되고 결정립계 부근에 재결정립의 핵이 형성된다. 이후에 임계 변형률을 지나 충분한 에너지가 공급되면 결정립계에 재결정립이 생성된다[6]. 따라서 공정 변수 최적화를 통해 변형 미세조직을 조절하는 것은 최종 제품의 물성에 영향을 끼치므로 원소재의 고온 변형 거동 및 재결정 온도 등을 파악하는 것이 중요하다.
링 롤링 공정 (Ring rolling process)은 볼 베어링이나 터빈용 링 등과 같은 환형 부품을 성형하기에 적합한 소성가공이다. 링 롤링 공정은 원형 블랭크와 단조 프레스를 이용하여 열간 단조공정을 통해 일련의 회전 롤 사이에서 소재가 회전하며 원주 방향으로 직경이 늘어나고 반경 방향의 두께가 감소한다. 이 링 롤링 공정을 통해 균일한 결정립을 얻을 수 있으며 매끄러운 표면 및 단류선 보존, 가공 시간이 단축될 뿐만 아니라 이음매 없이 복잡한 형상을 성형할 수 있어 추가 기계가공을 최소화하는 장점이 있다[7,8].
Sui 등[9]은 Inconel 718 합금의 고온 변형 거동을 연구하고자 고온 압축 시험을 시행하여 온도 및 변형속도를 기반으로 한 공정 지도를 제작하였다. 이에 따라 온도 및 변형속도 조건 하에서 발생하는 고온 변형 거동 요소인 동적 재결정, 결정립 성장, 단열 전단 밴드 및 입계 균열 등을 분석하였으며, 이를 통해 최적의 성형 조건을 도출하였다. 또한 초기 결정립과 단열 전단 밴드 및 입계 균열 간의 상호 관계를 분석하였다. Gupta 등[5]은 온도 및 변형속도에 따른 미세구조의 변화를 분석하여 동적 재결정 형성 및 결정립 성장 메커니즘을 확인하였으며, 이에 따른 미세구조와 기계적 물성 간의 관계를 분석하였다. Chamanfar 등[10]은 Wire Electro-Discharge Machining(WEDM)을 활용하여 단조 및 열처리된 Inconel 718 합금의 미세 구조 특성과 기계적 물성에 대한 공정 변수의 영향을 연구하였다. 열처리 조건을 조정하여 기계적 특성을 향상하는 방안을 조사하였으며, 이를 통해 우수한 기계적 물성을 달성하였다.
기존의 선행 연구는 Inconel 718 합금의 열간 변형 거동을 미세조직과 연계한 분석에 집중되고 있으며, 동적 재료 모델 (Dynamic materials model)에 근거하여 고온 압축 시험 데이터를 활용해 불연속적인 discrete derivative 값을 추정하고 이를 기반으로 작성한 파워 분산 효율 (Efficiency of power dissipation, η) 및 공정 지도 (Processing map)를 통해 최적의 공정 조건을 도출하는 경우가 대부분이다. 더하여, 도출한 최적의 공정 조건을 기반으로 AMS (Aerospace Material Specifications) 규격에 부합하는 실제 항공 부품 설계 및 제작, 기계적 특성 평가에 대한 연구는 부족하다고 할 수 있다.
이에 본 연구에서는 Inconel 718 합금의 고온 변형 거동 분석을 위해 회귀 기반의 동적 재료 모델을 활용하여 미세조직과의 연계를 고려하였다. 고온 성형 조건의 비가역 열역학 (Irreversible thermodynamics) 시스템 관점에서 온도와 변형속도에 따른 변형 거동을 분석하기 위해 연속적인 변형속도 민감 지수 (Strain-rate sensitivity, m)를 기반으로 하는 동적 재료 모델을 활용하여 파워 분산 효율을 계산하였다. 이뿐만 아니라, 기존의 discrete derivative 값을 추정하는 방법과 선형 회귀 기반의 다항식 모델 (3rd order polynomial modeling)을 통해 도출한 결과를 비교 분석하였다. 또한, 소성 안정성을 고려하기 위해 유동 불안정 영역 (Instability criterion)을 포함한 공정 지도를 제작하였다. 고온에서의 소성변형 거동 및 열간 성형에 따른 미세조직의 변화를 고려하여 공정 변수에 따른 미세구조적 변화, 재료의 고온 변형 메커니즘, 재결정 온도 등을 분석하고 최적의 고온 성형 조건을 도출하였다. 최종적으로 형상 링 롤링 공정을 통해 AMS 5663 규격을 만족하는 실제 항공기 환형 부품을 제작하는 연구를 수행하였다.
2. 실험 방법
본 연구에서 사용된 Inconel 718 합금은 vacuum induction melting + vacuum arc remelting의 double melting 법으로 주조되었으며, 원소재의 화학적 조성은 표 1에 나타내었다. 초기 시편은 Φ400×159 mm 크기인 원통형으로 제작되었으며, 제작된 초기 시편에 Standard heat treatment(SHT)를 진행하였다. 968°C에서 6시간 동안 유지 후 수냉 (Water quenching)하는 용체화 열처리 (Solution heat treatment)를 하였고, Two-step 시효 열처리 (Aging heat treatment)로 718°C에서 8시간 유지한 후 621°C까지 로냉하였으며, 621°C에서 8시간 유지한 후 공냉하였다. 원소재의 미세구조를 분석하기 위해 10×10×17 mm3의 시험 편을 제작하여 HCl 50 ml, H2O 30 ml, H2O2 2.5 ml의 혼합액에 에칭한 후 광학현미경 (Optical Microscope, OM, ECLIPSE MA200, NIKON)과 후방산란전자 회절 패턴 (Electron Back-Scattering Diffraction, EBSD)을 이용하여 분석을 진행하였다. 재료의 고온 변형 거동을 분석하기 위해 원소재와 동일한 방법으로 열처리하여 열간 재현 변형시험기 (Hot Deformation Simulator, Gleeble 3800 system, DSI)를 통해 고온 압축 시험을 시행하였다. 고온 압축 시편은 Φ10×15 mm의 크기로 제작되었다. Argon 분위기에서 850°C에서 1200°C까지 50°C 간격으로 8개의 온도 조건(850, 900, 950, 1000, 1050, 1100, 1150, 1200°C)과 6개의 변형속도 조건(0.001, 0.01, 0.1, 1, 3, 10 sec-1)에서 압하율 60%까지 압축을 진행하여 응력-변형률 곡선을 도출하였다. 고온 압축 시험 후, 열 기계적 시험 조건에 따른 미세조직학적 비교를 하기 위해 원소재와 동일한 방법으로 에칭하여 후방산란전자 회절 패턴 (Electron Back-Scattering Diffraction, EBSD)분석을 진행하였다.
링 롤링 공정 전 초기 시편의 크기는 Φ400×159 mm이다. 공정 지도와 미세조직을 연계하여 유리한 미세조직적 거동을 확보할 수 있는 온도 조건인 1100–1200°C 사이의 온도에서 열처리하였다. 가열 후 Band saw 절단 공정을 통해 재료를 가공하고 업세팅 (Upsetting forging) 및 피어싱 (Piercing forging) 공정을 통해 단조 및 절단을 시행하여 Φ472×120 mm 크기의 단련재를 얻었다. 링 롤링 공정을 진행한 후 968°C에서 용체화 열처리를 실시하였고, 718°C에서 유지 후 621°C까지 로냉하여 621°C에서 유지 후 공냉하는 Two-step 시효 열처리를 진행하였다. 시료의 기계적 물성을 평가하기 위해 Radial direction (RD 방향), Axial direction (AD 방향), Tangential direction (TD 방향)으로 각 방향당 시험편을 3개씩 가공하였으며 시편의 방향 도면을 그림 1(a)에 나타내었다. 인장 특성을 평가하기 위해 ASTM E8/E8M 및 ASTM E21 규격으로 인장 시험편(그림 1(b))을 제작하였다. 만능재료시험기 (Universal Testing Machine, UTM, Z600 & Z100, Zwick-Roell)를 통해 상온 및 649°C에서의 방향에 따른 기계적 특성을 분석하였다. 또한 ASTM E139 규격으로 응력 파단 시험편 (그림 1(c))을 제작하여 응력 파단 시험기 (Creep Testing Machine, CTM, RB305, R&B)를 통해 649°C에서 689 MPa 응력으로 방향에 따른 응력 파단 특성을 분석하였다. AMS 5663 규격에서 요구되고 있는 기계적 물성을 평가하기 위해 브리넬 경도시험을 진행하였다. 브리넬 경도시험기 (Brinell Hardness Tester, BHT, DlC-3100, DETROIT TESTING MACHINE)를 이용하여 2000 kg 하중으로 10초 동안 유지하여 경도 값을 확인하였다. 결정립도는 공초점 현미경 (Confocal Microscopes, CM, Axio Observer A1m, CARL ZEISS)을 이용하여 측정하였다.
3. 결과 및 고찰
3.1 초기 미세조직
본 연구에서 사용된 Inconel 718 합금의 Standard heat treatment (SHT) 이후 EBSD분석하여 얻은 결과를 그림 2에 나타내었다. 원소재의 초기 미세조직은 등축정 조직으로 나타나며, 고용화 열처리로 인해 어닐링 쌍정 (Annealing twin)이 관찰되었다. 초기 미세조직의 평균 결정립도는 46 μm로 관찰되었다.
3.2 유동 곡선
고온 압축 실험을 통해 얻은 Inconel 718 합금의 온도 및 변형속도에 따른 유동응력-변형률 곡선을 그림 3에 나타내었다. 유동 응력 곡선은 가공경화로 인해 응력이 증가하다가 최댓값에 도달한 후 점차 감소하고 안정화되는 형태를 보였다. 이러한 현상은 열간 변형 동안 재료 내부에서 미세구조적 변화인 동적 회복 (Dynamic recovery, DRV)이나 동적 재결정의 발생을 의미한다[5,11-13]. Inconel 718 합금의 경우, 주로 동적 재결정이 연화 현상의 주요 기구로 작용하며, 임계 변형률을 초과한 변형이 부여되면 동적 재결정이 발생하고 이에 따른 유동 응력은 안정한 정상상태 (Steady-state)에 도달한다. 이는 가공 경화에 의한 응력 증가와 동적 연화 (Dynamic softening)가 평형을 이룰 때 나타나는 것으로 알려져 있다[14,15]. 열간 변형 중 일정한 온도에서 변형속도가 증가할수록, 일정한 변형속도에서 온도가 감소할수록 유동응력은 증가한다[16]. 그림 3에서 확인할 수 있듯이 열간 변형 중에서 높은 온도와 낮은 변형속도에서 연화 현상이 두드러지며, 이는 결정립계의 이동성과 동적 재결정의 속도가 고온이나 낮은 변형속도에서 유리하게 작용하기 때문이다. 변형속도가 0.01 및 0.1 s-1인 경우, 응력-변형률 곡선은 유동응력이 최댓값에 도달한 후 감소하는 톱니 모양의 형태가 나타난다. 이러한 현상은 동적 재결정에 의한 연화 및 재결정립의 재변태에 기인하는 것으로 알려져 있다[17].
3.3 동적재료모델을 통한 공정 지도
Inconel 718 합금의 열간 성형성 및 미세조직적 변형 거동 사이의 관계를 거시적으로 고찰하기 위해 Prasad [18-20] 등이 제안한 동적 재료 모델을 기반으로 공정 지도를 제작하였다. 동적 재료 모델은 재료의 거동을 명시적으로 유한 요소 유동 해석에 도입하기 위해 연구되었으며 [19], 일정한 온도와 변형속도 하에서 재료에 흡수되는 순간적 에너지 (P)를 다음과 같은 식으로 표현하였다.
G (Dissipator content)는 재료의 소성변형에 의해 소모되는 에너지로서, 이 에너지는 열로 변환된다. J (Dissipator co-content)는 재료의 미세조직학적 변화에 소모되는 에너지로서, 소성 변형 시 동적 재결정 및 동적 회복, 석출상의 구형화 등 미세구조적 변화에 영향을 미친다. 이러한 미세구조적 변화는 변형속도 민감 지수에 의해 온도 및 변형속도의 함수로 얻어질 수 있으며[21], 다음과 같이 표현할 수 있다.
재료의 성형성을 향상시키기 위해서는 재료에 흡수되는 에너지가 미세구조 변화에 효율적으로 소산되는 것이 유리하다. J 값이 최대인 m=1일 때를 Ideal-dissipator라고 정의하며, 이 경우 재료는 금속학적인 변화를 위한 최대의 에너지양을 저장한다.
재료의 열 변형 거동에 대한 J 값을 정량적으로 분석하기 위해 파워 분산 효율을 다음과 같은 식(3)으로 나타냈다. η는 소재 내부의 미세조직학적 변화에 의해 분산되는 상대적인 에너지 효율을 나타내며, m에 의존한다.
열간 소성 변형 중에 발생하는 열과 흡수된 에너지는 소재의 온도 증가나 미세조직적 변화에 활용된다. 이러한 에너지 분산은 유동 응력의 m에 의해 변화한다[11,22]. 열간 성형 시 소재의 유동 응력 변화를 나타내는 동적 구성 모델 (Dynamic constitutive model)은 여러 가지 이론으로 나타낼 수 있으며[18,23], Ideal linear dissipator 조건에서는 식 (4)의 Power law를 따른다.
순수 금속의 열간 성형 공정에서는 유동 응력의 m 값이 온도나 변형속도와 같은 변수와 독립적으로 작용한다는 연구 결과가 있다 [20]. 그러나 대부분의 합금은 유동 응력의 변화가 온도 및 변형속도와 같은 공정 변수에 종속적으로 작용한다고 알려져 있다. 또한 열간 성형 공정은 비가역 열역학 및 혼돈 (Chaotic) 시스템에 기반한 공정으로 이해할 수 있다 [20]. 비가역 열역학 과정에 따르면 열간 성형 시 유동 응력 및 m은 온도와 변형속도에 따라 변화하며, 결과적으로 전체 에너지가 열간 성형 (G, Dissipator content) 및 미세구조 변화 (J, Dissipator co-content)로 분산되는 에너지 비율은 비선형적으로 분포된다[19,20,22]. 이와 관련하여 여러 선행연구에서는 열간 성형 재료의 비가역성을 고려하여 온도 및 변형속도에 따른 유동응력의 관계를 나타내는 다양한 구성 방정식을 제시한 바 있다. Sui 등[9]은 m 값을 계산하기 위해 한 점에서의 인접한 데이터 값을 내삽하여 추정한 discrete derivative 값을 동적 재료 모델에 적용하였다. 반면에, Al-Saadi 등[11]과 Tan 등[24]은 각각 2차와 3차 선형 다항 회귀 방정식을 활용하여 유동 응력과 변형속도 간의 관계를 다항식으로 모델링하여 구성 방정식을 만들고 m 값을 도출하였다.
Inconel 718 합금은 단일 원소가 아닌 여러 원소 조성으로 구성되어 있으며, 이러한 이유로 인해 위에서 언급한 문헌들과 마찬가지로 850°C에서 1200°C까지의 고온 성형 조건에서는 비가역 열역학 시스템의 관점을 고려하여 유동응력-변형속도 구성 방정식을 적용해야 한다. 따라서 본 연구에서는 인접한 데이터를 내삽하여 discrete derivative 값을 도출하는 기존 방법(식(5))과 회귀 기반의 다항식 모델 (식(6))을 생성하였다. 회귀 기반의 다항식 모델을 활용하여 3rd order polynomial modeling을 근거로 구축하였으며 더 높은 차수의 다항식을 사용할 경우 과대적합 (Overfitting)이 발생하여 실제 고온 압축 거동의 경향을 벗어날 수 있다. 또한 본 연구에서 3차 이상의 고차 다항식 모델에서는 양수의 값을 지닌 변형속도 민감도 지수가 음수를 가지는 경우가 발생하므로, 3rd order polynomial modeling을 활용하였다.
그러하여 식 (5)와 식 (7)을 기반으로 Log strain rate와 Log stress 사이의 상관관계 내에서 종속변수인 m 값을 연속적으로 도출하는 방법을 비교하여 분석하였다.
그림 4(a)는 식(5)을 활용하여 인접한 데이터를 내삽하여 추정한 discrete derivative 값을 로그-로그 플롯 (log-log plot)으로 나타내었다. 각 온도 및 변형속도에서의 유동응력-변형속도 데이터는 심볼 (Symbol)로 표시하였으며, 이에 대한 피팅 (fitting)된 곡선은 점선으로 나타내었다. 또한 식(5)으로부터 계산된 m을 그림 4(b)에 나타내었다.
그림 5(a)는 식(6)을 통해 logσ 와 log ε ˙ log ε ˙
온도 및 변형속도에서 측정된 유동 곡선을 기반으로 변형률 0.5에서 도출한 파워 분산 효율을 그림 6에 나타내었다. Discrete derivative 법을 활용한 파워 분산 효율 지도(그림 6(a))에서는 변형 온도가 증가할수록 효율이 향상하는 영역 (domain)이 관찰되었다. 최대 효율 구간은 1050-1200°C 사이의 0.001-0.1 s-1 변형속도에서 나타났으며, 최소 효율 구간은 850-900°C 사이의 1 s-1 변형속도에서 확인되었다. 마찬가지로 3차 선형 회귀 방정식(그림 6(b))을 기반으로 한 파워 분산 효율 지도에서도 높은 변형 온도에서 효율이 향상하는 경향이 나타났다. 최대 효율 구간은 1150-1200°C 사이의 0.003-0.3 s-1 변형속도에서 나타났으며, 최소 효율 구간은 850-925°C 사이의 1-10 s-1 변형속도 및 1200°C에서의 10 s-1 변형속도에서 확인되었다. 파워 분산 효율은 변형속도 민감 지수에 의존한다. Discrete derivative 법은 인접한 데이터를 내삽하여 불연속적인 데이터를 얻기 때문에 m 값을 계산하는데 큰 오차가 발생한다. 그에 반해 3차 선형 회귀 방정식은 구성 방정식을 통해 기존의 데이터에 대한 연속적인 m 값을 계산하기 때문에 온도 및 변형속도에 대한 연속적인 경향을 파악할 수 있다.
동적 재료 모델을 통해 최적의 성형 조건을 도출할 수 있지만, 성형 안정성을 고려하는 데에는 효과적이지 않다. 따라서 본 연구에서는 Ziegler [25]가 제안한 비가역 열역학의 극한 원리를 기반으로 한 유동 불안정 영역을 기준으로 소성 유동성을 고려하였다[22].
무차원 매개변수인 유동 불안정 인자 (Instability value, ξ)는 온도 및 변형속도와 관계된 함수이며, 음의 값을 가질 경우 소성 불안정 영역으로 정의된다.
그림 7은 파워 분산 효율 지도 위에 Ziegler가 제시한 유동 불안정 영역을 함께 나타낸 공정 지도이다. discrete derivative 법을 활용한 공정 지도(그림 7(a))의 경우, 850-945°C 범위 내의 0.03-1 s-1의 변형속도와 1175-1200°C 범위 내의 0.8-10 s-1의 변형속도에서 ξ < 0인 영역이 나타났으며, 이 구간에서 소성 불안정이 일어날 것으로 예상된다. 이에 비해, 3차 선형 회귀 방정식을 활용한 경우(그림 7(b)), 850-874°C 범위 내의 0.01-0.1 s-1의 변형속도, 850-950°C 범위 내의 0.3-10 s-1의 변형속도, 975-1200°C 범위 내의 0.2-10 s-1의 변형속도에서 유동 불안정 영역이 관찰되었다. 특히, 3차 선형 회귀 방정식을 활용하였을 때, 950°C 이상의 높은 온도 및 높은 변형속도 구간에서 추가적인 유동 불안정 영역이 발견되었다. Power-law의 분포는 주로 선형적인 형태를 보이지만, 대부분의 실제 열간 공정에서 재료의 열간 선형 특성은 비선형적으로 나타낸다. 따라서, 비가역 과정인 열간 성형을 고려하는 3차 선형 회귀법을 활용하여 연속적인 데이터를 기반으로 한 유동 응력의 m 값을 추정했기 때문에 유동 불안정 영역을 예측하는 데 차이가 발생한 것으로 확인된다.
3.4 미세조직 관찰
그림 8~10은 각각 discrete derivative 법과 3차 선형 회귀법을 기반으로 작성된 공정 지도와 온도 및 변형속도에 따른 미세조직의 IPF map 및 KAM map을 나타낸다. 850°C 변형 온도인 경우, discrete derivative 법을 활용하여 도출된 공정 지도(그림 8(a))에서는 1 및 0.1 s-1의 변형속도 조건에서 소성 불안정성이 나타났으며, 3차 선형 회귀 방정식을 활용하여 도출된 공정 지도(그림 8(b))에서는 10, 1, 0.1 s-1의 변형속도 조건에서 소성 불안정이 확인되었다. 공정 지도와 IPF 및 KAM을 비교한 결과(그림 8(c)), 높은 변형속도(10, 1, 0.1 s-1)에서는 톱니 모양의 결정립계 (Serrated grain boundary)와 결정립계 부근에 목걸이 형태 (Necklace structure)인 다수의 재결정 핵으로 인해 조대한 결정립이 포함된 불균일한 미세조직이 관찰되었다. 그림 8(b)의 공정 지도에서 나타낸 소성 불안정 구간에서 실제로 불균일한 미세조직 결과가 관찰되는 것으로 확인되었다. 낮은 변형 온도로 인해 변형 에너지가 동적 재결정을 생성하더라도 결정립의 성장을 촉진할 만큼 충분하지 않아 동적 재결정의 핵화가 지배적이다. KAM map은 기하학적인 전위 밀도의 차이로 인한 Misorientation을 반영하므로 전위 밀도의 변화를 간접적으로 확인할 수 있다. 동적 재결정이 발생한 결정립은 전위들의 소멸로 인해 낮은 KAM 값을 가진다. 850°C에서 변형이 일어난 경우, 높은 변형속도에서는 결정립계 부근에 높거나 중간 정도의 KAM 값을 나타냈지만, 변형속도가 낮아질수록 상대적으로 높은 변형 에너지로 인해 미세한 재결정립의 분율이 증가하고 낮은 KAM 값을 갖는 것을 확인하였다. 이는 결정립계가 팽창하면서 전위밀도가 증가하여 결정립계를 따라 재결정의 핵 생성 사이트를 제공하고, 점차 변형이 진행되면서 재결정이 형성된 것을 의미한다.
1000°C에서 열간 변형된 경우, discrete derivative 법을 활용하여 작성한 공정 지도(그림 9(a))에서는 변형속도 조건과 관계없이 소성 불안정성이 나타나지 않았다. 그에 반해 3차 선형 회귀 방정식을 활용하여 도출한 공정 지도(그림 9(b))에서는 10 s-1의 변형속도 조건에서 소성 불안정성이 나타났다. 공정 지도와 미세조직 결과를 비교한 결과(그림 9(c)), 높은 변형속도에서는 일부 미세한 결정립이 관찰되었으나 다수의 결정립에서는 동적 재결정이 발생하지 않은 불균일한 미세조직이 관찰되었다. 이는 Inconel 718 합금의 낮은 열전도율로 인해 높은 변형속도에서는 소성 변형에 의한 열전달이 충분히 이루어지지 않아 소재 내부의 온도가 국부적으로만 증가하여 특정 부분에서만 동적 재결정이 발생한 것으로 확인된다. 1000°C에서 변형속도가 낮아질수록 동적 재결정으로 인한 결정립 미세화가 관찰되었다. 이는 높은 변형 에너지와 긴 변형 시간으로 인해 완전한 동적 재결정이 형성된 것이다. KAM map 결과, 점차 변형속도가 감소할수록 결정립 부근에 낮거나 중간 정도의 KAM 값이 나타났다.
1150°C에서 열간 변형한 경우, discrete derivative 법을 활용하여 작성한 공정 지도(그림 10(a))에서 소성 불안정이 나타나지 않았다. 반면에 3차 선형 회귀 방정식을 활용하여 도출한 공정 지도(그림 10(b))에서는 10 s-1의 변형속도 조건에서 소성 불안정성이 나타났다. 공정 지도와 미세조직을 비교한 결과(그림 10(c)), 높은 변형속도에서 회전 방향으로 연신 (Elongation)된 결정립이 관찰되었으나 결정립 성장도 함께 관찰할 수 있었다. 또한 0.01 s-1의 변형속도 조건에서는 높은 변형 온도로 인해 재결정립의 성장이 관찰되었다. KAM map 결과, 변형속도와 관계없이 낮은 KAM 값으로 1050°C에서 완전한 동적 재결정 및 결정립 성장이 발생한 것을 확인할 수 있었다. 850-1150°C에서 열간 성형한 미세조직을 비교해 보았을 때, 변형 온도가 증가할수록 충분한 변형 에너지로 인해 조직에서 동적 재결정화가 발생하였으며 낮은 변형속도(1150°C, 0.001 s-1) 일 경우, 결정립 성장을 통해 조직이 안정화되는 방향으로 발생한 것을 알 수 있다. 공정 지도와 IPF 및 KAM 미세조직 분석 결과를 연계해 보았을 때, 1000-1150°C 사이와 0.01 s-1 의 변형속도 조건에서 성형하는 것이 가장 유리할 것으로 분석되었다. 또한 Inconel 718 합금의 경우 재료의 고온 변형 거동을 분석하기 위해서는 discrete derivative 방법 대비 3차 선형 회귀법을 통해 도출한 공정 지도를 활용하는 것이 정확하게 예측할 수 있었다. 이는 3차 선형 회귀법이 변형 속도 및 온도에 따라 연속적인 변형속도 민감 지수를 추정하기 때문이다. 따라서 3차 선형 회귀법의 공정 지도가 미세조직 변형이나 소성 변형 과정을 정량화하고 유동 불안정 영역을 예측하기에 유리한 것을 확인하였다.
3.5 기계적 특성
본 연구에서 고찰한 결과를 통해 최적의 성형 조건을 도출하고, 이를 링 롤링 공정에 적용해 실제 항공기 엔진의 부품을 제작하였다. Φ400×159 mm의 크기인 초기 시편은 1100–1200°C사이에서 가열한 후 Band saw 절단 공정으로 재료를 가공하였고, 업세팅 및 피어싱 공정을 적용하여 단조 및 절단을 하였다. 그리고 링 롤링 공정을 실시한 후에 상기 열처리 공정을 진행하였다. 그림 11은 링 롤링 공정 이후 용체화 처리 및 시효 처리한 소재에 대한 SEM 이미지 및 EDS 성분분석 결과를 나타낸 것이다. 열처리 이후 오스테나이트 조직 내에 존재하는 일부 석출물들은 Ti 및 Nb가 풍부한 질화물 [(a): TiN] 및 탄화물 [(b): NbC]로 판단된다. 그러나 Inconel 718 합금에 나타나는 Laves 상과 같이 침상형으로 석출되어 인장 및 크리프 특성을 저하 [26]시키는 석출물은 존재하지 않았다.
단조품에서 방향별로 채취하여 인장시험과 응력 파단 시험을 분석하여 그림 12, 13에 나타내고 브리넬 경도 시험, 결정립도를 측정하여 기계적 특성 분석 결과를 표 3에 정리하였다. RD, AD, TD 방향에 따른 단조품의 상온 항복 강도와 인장강도는 1161, 1148, 1161 MPa와 1330, 1291, 1312 MPa로 AMS 5663 규격의 요구 성능인 항복 강도 1034 MPa, 인장강도 1276 MPa을 모두 만족하였다. 또한 649°C의 고온 인장 시험에서의 항복강도와 인장강도는 944, 927, 927 MPa 와 1059, 1056, 1045 MPa로 AMS 5663 규격의 요구 성능인 고온 항복강도 862 MPa와 고온 인장강도 1000 MPa를 만족하였다. 응력 파단 시험은 649°C에서 689 MPa 하중 하에서 진행하였으며 모든 방향에서 파단 없이 23시간 이상의 시험 시간(AMS 5663 규격, >23 hrs)이 확인되었다. 단조품의 경도는 약 401 Hb이며 최대 결정립도는 60 μm로 AMS 5663 규격에서 요구하고 있는 모든 물성에 적합하다는 것을 확인하였다.
4. 결 론
본 연구에서는 온도 및 변형속도에 따른 동적 재결정 거동을 분석하기 위해 Inconel 718합금의 동적 재료 모델을 개발하였다. 선형 회귀 기반의 동적 재료 모델을 통해 변형속도 민감 지수를 도출하였으며, 열간 변형의 파워 분산 효율 및 유동 불안정 구간을 나타낸 공정 지도를 통해 미세조직을 연계하여 Inconel 718합금의 동적 재결정 거동을 분석하였다. 이에 따라 최적화된 공정 조건을 기반으로 실제 단조 및 링 롤링 공정에 적용하여 AMS 5663 규격을 만족하는 항공기 환형 부품을 제작하였다.
1. Inconel 718 합금의 850-1200°C 범위와 0.001-10 s-1의 변형속도 조건 범위 내에서 고온 변형 거동을 분석하였으며, 전체적으로 유동 응력 곡선은 가공경화에 의해 빠르게 증가하다가 최댓값에 도달한 후 안정되는 형태를 보였다. 열간 변형 동안 재료 내부에서 미세조직적 변화인 동적 회복이나 동적 재결정이 발생하여 연화 현상이 나타났다.
2. 동적 재료 모델을 기반으로 discrete derivative 법과 3차 선형 회귀법을 활용하여 공정지도를 작성하였다. 파워 분산 효율 및 유동 불안정 구간은 변형속도 민감 지수에 지배적이기 때문에 Inconel 718 합금의 경우 불연속적인 discrete derivative 법으로 도출한 공정 지도에 비해 3차 선형 회귀법을 기반으로 계산한 결과 더 넓은 범위의 연속적인 유동 불안정 구간이 포함되는 것을 확인하였다.
3. 공정 지도의 파워 분산 효율로부터 850°C에서 결정립계를 따라 동적 재결정의 핵이 형성되는 반면, 변형 에너지가 높은 1150°C에서 완전한 동적 재결정이나 결정립의 성장이 확인되었다. IPF 및 KAM 결과를 통해 미세조직을 분석한 결과, 3차 선형 회귀법 기반으로 도출한 유동 불안정 영역(850-950°C 사이의 0.3-10 s-1 의 변형속도, 975-1200°C 사이의 0.2-10 s-1 의 변형속도)에서 조대한 결정립이 포함된 불균일한 미세조직을 가지고 있는 것을 확인하였다.
4. Inconel 718 합금의 최적 열간 성형 공정 조건을 기반으로, 실제 항공기 환형 부품을 제작하였다. 단조품의 미세조직에서 오스테나이트 조직 내에 인장 및 크리프 특성에 유해한 석출상은 존재하지 않았으며, AMS 5663 규격을 만족하는 기계적 특성을 확보하였다.
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