3.1 기초물성 비교

서로 다른 직경을 가진 STS 321 스테인리스강의 초기 미세조직 관찰 결과를 Fig 1에 나타내었다. Φ40의 직경을 가지는 강재의 평균 결정립 크기는 17.7 μm를 나타내었고 Φ500의 직경을 가지는 강재의 경우 66.7 μm의 평균 결정립 크기를 나타내었다. 이는 두 강재의 직경에 따른 초기 변형량의 차이 때문이다. 그리고 두 강재 모두 첨가된 Ti가 강재 내부의 N과 결합하여 나타나는 TiN 개재물이 관찰되었는데 미세조직의 차이와는 별개로 TiN 개재물의 크기는 수μm로 동일하였다.

Fig. 1.

Optical micrograph of as-received STS 321 stainless steel used in the present work (x200); (a) Φ40 diameter, (b) Φ500 diameter.

두 강재의 미세조직의 차이는 기계적 물성에도 영향을 끼치는데, 비커스 경도 시험 결과를 Fig 2에 나타내었다. 직경 Φ40 강재의 비커스 경도는 평균 192 Hv, 표준편차 11.6 Hv를 나타내었고 직경 Φ500 강재는 평균 145.2 Hv, 표준편차 6.39 Hv를 나타내었다. 상온 인장 시험 결과 Φ40 강재의 최대인장강도는 631.6 MPa, 연신율은 72.3%로 나타났으며, 최대인장강도 567.5 MPa, 연신율 66.7%를 나타낸 Φ500 강재 대비 더 높게 측정되었다. 이는 초기 변형량의 차이에 의해 상대적으로 더 미세한 평균 결정립 크기를 가지는 Φ40 강재에서 전위의 이동을 방해하는 결정립계, 전위 등의 결함이 더 많기 때문에 높은 경도, 높은 인장강도 및 연신율을 나타낸 것이다.

Fig. 2.

Average vickers hardness of each as-received STS 321 stainless steel.

3.2 열적 변형 활성화 에너지

고온 변형 시 일어나는 금속 원자의 이동은 가해지는 에너지가 열적 변형 활성화 에너지 장벽 이상일 때 수월하게 진행된다. 열적 변형 활성화 에너지는 고온 압축 시험을 통해 얻어진 유동응력곡선(Flow Stress Curve)으로부터 얻어낼 수 있다. 고온 변형 시 재료의 유동응력은 여러 이론 및 경험식들에 의해 표현될 수 있고[18-20] 이 중 Sellar, Tegart 등[19]은 하이퍼볼릭사인 방정식을 이용하여 다음 식 (1)과 같이 표현하였다.

(A, B: 상수, n: 응력지수, Q: 활성화 에너지)

식 (1)의 양변에 로그를 취한 후 양변을 1/T로 편미분 하면 열적변형 활성화 에너지를 다음 식 (2)과 같이 표현할 수 있다.

식 (2)에서 알 수 있듯이 열적 변형 활성화 에너지는 변형률 속도-역 온도 평면 위의 기울기 값으로 나타날 수 있다. 이를 위해 유동응력곡선에서 변형률 속도에 따른 응력 변화를 조사하였고 이를 바탕으로 변형률 속도-역 온도 그래프를 Fig 3에 나타내었다. Fig 3(a)는 Φ40 강재의 유동응력 곡선과 역 온도 곡선을, Fig 3(b)는 Φ500 강재의 유동응력 곡선과 역 온도 곡선을 나타내며 이를 바탕으로 계산한 열적 변형 활성화 에너지를 Fig 4에 나타내었다. 실제 단조성형 시 소성변형률에 근접한 진변형률 0.6인 조건에 계산된 활성화 에너지 Q는 Φ40 강재에서 평균 365.19 kJ/mol로 측정되었으며 Φ500 강재에서는 평균 252.39 kJ/mol을 나타내었다.

Fig. 3.

Flow stress curves at different temperatures as a function of strain rate (ε = 0.6) and ln(strain rate) variation as a function of inverse temperature; (a) Φ40 diameter STS 321, (b) Φ500 diameter STS 321.

Fig. 4.

Thermal activation energy at the various true plastic strain; (a) Φ40 in diameter STS, (b) Φ500 in diameter STS 321.

Φ40 강재에서 더 높은 열적 변형 활성화 에너지가 계산되었는데 이는 열적 변형에너지에 의해 이루어지는 원자간 이동에서 초기에 소성변형을 더 많이 받은 Φ40 강재가 잔류응력, 결정립계 등의 원자간 이동을 방해하는 내부 결함이 더 많기 때문이다. 초기에 변형이 인가된 Φ40 강재에서 더 높은 활성화 에너지 값이 도출되고, 그 이후 동적 재결정 등을 통한 연화현상에 따라 더 낮은 온도조건에서 높은 에너지 분산 효율을 보인다. 그리고 두 강재 모두 진변형률 0.2 이하의 초기 변형 구간에서 나타나는 활성화 에너지가 높게 요구되고 이후 평균값에 수렴하는 양상을 나타내었는데 이는 변형 초기의 원자간 이동에 의한 소성변형에는 더 많은 활성화 에너지가 요구되는 반면, 일정량 이상의 소성변형이 발생한 이후에는 재료 내부의 일에너지가 열에너지로 변환되어 나타나는 소성변형열에 의해 원자 단위의 이동이 더욱 용이해져 더 적은 활성화 에너지로도 충분히 소성변형이 발생하기 때문이다.

3.3 최적의 성형조건 고찰

본 연구에서는 STS 321 스테인리스강의 고온성형성을 고찰하기 위한 모델로 동적재료모델(dynamic materials model) [21]을 기반으로 다항식을 활용하였다. 이 모델에서 재료의 변형시 소모되는 에너지는 주어진 온도와 변형률 속도에 변형을 받았을 때 열로써 분산되는 G와 미세조직학적 변화에 소모되는 에너지 J로 분산된다. 따라서 소성변형동안 재료에 흡수된 총 에너지는 다음 식 (3)과 같이 표현될 수 있다[21].

J 값은 가해진 총 에너지 중 소성변형 시 재료의 미세조직 변화에 관여하며 동적회복 및 재결정, 변형응력유기 상 변태, 구상화 등에 영향을 끼치고, G는 열로서 분산되는 에너지이다. 재료의 가공성을 극대화하기 위해서는 가해지는 에너지가 재료의 미세조직 변화에 소모되는 것이 유리하며 따라서 J이 높은 조건에서 소성변형하는 것이 유리하다고 할 수 있다. 에너지 분산효율 η는 주어진 조건에서의 J를 J의 최댓값(Jmax)으로 나눈 것으로 이를 식 (4)에 나타내었다[21].

에너지 분산효율 η는 일정 변형률에서 변형온도와 변형률 속도의 함수이며 해당 평면 위의 등고선(contour) 형태로 나타내어 최적의 에너지 분산 조건을 찾을 수 있다. 여기서 m은 변형속도민감도(strain rate sensitivity)이고 다음식 (5)과 같이 표현된다[21].

변형속도 민감도 m은 유동응력 곡선에서 기울기의 형태로 나타난다. 본 연구에서는 이들 관계곡선을 도시하는데 있어 다항식(polynomial equation)을 활용하여 기존의 단편적인 데이터 보다 연속적인 데이터를 얻고자 하였으며 이를 식 (6)에 나타내었다.

여기서 a, b, c, d는 다항식의 관계 계수로써 변형속도와 응력에 의존하는 상수이고 식 (5)와 식 (6)을 통해 변형속도민감도 m은 다음 식 (7)과 같이 나타낼 수 있다.

다항식을 활용하여 계산한 에너지 분산효율 η를 Fig 5에 나타내었다. 에너지 분산 효율 지도는 제품의 실제 변형량과 비슷한 압하율 60% 지점에서 도출하였고 Fig 5(a)와 Fig 5(b)는 각각 Φ40, Φ500 강재의 에너지 분산 효율을 나타낸 것이다. Φ40 강재는 온도조건 1050°C~1100°C 사이와 변형률 속도조건 1 × 10^-1/sec~1 × 10^-2/sec 사이에서 가장 높은 에너지 분산효율을 나타내었고, Φ500 강재는 온도조건 1100°C~1200°C 사이와 변형률 속도조건 1 × 10^-1/sec~1 × 10^-2/sec 사이에서 가장 높은 에너지 분산 효율을 나타내었다. 그리고, Φ40 강재에서 동적재결정에 의한 더 큰 연화현상에 의해 Φ500 강재 대비 다소 낮은 온도 공정조건에서 최대의 에너지 분산효율을 나타내었다.

Fig. 5.

Power dissipation efficiency map shown by temperature-log(strain rate) relatiopn (ε = 0.6); (a) Φ40 in diameter STS 321, (b) Φ500 in diameter STS 321.

동적재료모델의 에너지 분산효율을 통해 최적의 성형조건을 도출할 수 있으나, 성형 안정성을 평가하기에는 효과적이지 않기 때문에 본 연구에서는 Ziegler [22]에 의해 제안된 소성 불안정 기준(instability criterion)과 Malas와 Seetharaman 등[23]에 의해 제안된 4가지 기준 또한 함께 고려하였고 이를 식 (8)과 식 (9)에 나타내었다.

4가지 소성 안정 기준에서 m은 변형속도 민감도를 나타내고 s는 변형온도 민감도(deformation temperature sensitivity)를 나타낸다. 이들 안정 및 불안정 기준 역시 연속적인 data를 얻기 위해 다항식을 활용했고 Ziegler의 불안정 기준은 식 (7)과 식 (8)을 통해 다음 식 (10)과 같이 표현될 수 있다.

Malas와 Seetharaman 등의 4가지 안정기준 중에서 변형 속도 민감도 m에 의한 기준은 식 (7)을 통해 계산하였고 온도민감도 s는 응력-역 온도 곡선의 기울기에 의존적인 값이기 때문에 이들 역시 다항식을 활용하여 식 (11)과 같이 표현하였다.

여기서 a', b', c' 마찬가지로 다항식의 관계 계수이며 상수이다. 식 (11)을 통해 온도민감도 s는 다음 식 (12)와 같이 표현할 수 있다. 한편 s′은 변형속도 평면 위의 s의 기울기이기 때문에 s를 변형속도와의 다항관계식인 (13)과 같이 표현할 수 있다.

식 (13)의 a'', b'', c'', d'' 역시 다항식의 관계 계수이며 상수이다. 최종적으로 4가지 불안정 기준인 식 (9)는 식 (12)와 식 (13)을 통해 다음 식 (14)와 같이 표현될 수 있다.

식 (10)을 통해 특정할 수 있는 Ziegler의 소성 불안정 영역을 Fig 6에 나타내었다. 이들 지도 역시 마찬가지로 압하율 60% 지점에서 도출하였고 소성 변형 불안정 구간을 지도의 흰색 영역으로 나타내었다. Fig 6(a)는 Φ40 강재의 불안정 지도이며, Fig 6(b)는 Φ500 강재의 불안정 지도이다. Φ40 강재의 불안정 영역이 Φ500 강재의 불안정 영역보다 다양한 성형조건에서 나타남을 확인할 수 있다. 일반적으로 Ziegler의 불안정 구간은 상대적으로 빠른 변형속도, 낮은 온도 구간에서 나타나는데, Φ40 강재의 불안정 영역은 느린 변형속도, 높은 온도 조건에서도 나타난 반면에 Φ500 강재의 불안정 영역은 일관적으로 빠른 변형 속도 하에서 나타남을 확인할 수 있다. 이를 통해 STS 321 스테인리스강의 고온 변형에 있어 불안정 소성변형에는 변형속도의 영향이 더 크게 미치는 것을 알 수 있다.

Fig. 6.

Energy dissipation efficiency map shown by temperature-log(strain rate) relatiopn (ε = 0.6); (a) Φ40 STS 321, (b) Φ500 STS 321.

Malas 등에 의해 제안된 소성유동불안정기준 4가지를 Fig 7에 나타내었고 Ziegler의 불안정 지도와 마찬가지로 불안정 구간은 흰색 영역으로 나타내었다. Fig 7(a)는 Φ40 강재의 4가지 안정영역의 지도이고 Fig 7(b)는 Φ500 강재의 4가지 안정영역을 나타내고 있다. 이들 4가지 기준은 엔트로피 개념을 포함하고 있으며 m′과 s′ 조건이 가장 중요한 조건이다. m′ 불안정 영역은 두 강재 모두 아주 작은 국소부위에만 나타났고 이를 바탕으로 두 강 재의 고온압축실험에 있어서 변형 속도가 감소함에 따라 고온강도 값이 하락하는, 즉 더 적은 에너지로도 더 많은 변형을 일으키는 일반적인 고온변형거동을 나타내는 것을 확인할 수 있다. s′의 불안정 영역의 경우 Φ500 강재보다 Φ40 강재에서 더 넓고 다양한 위치에 나타남을 확인할 수 있으며 이를 통해 온도의 변화에 더욱 민감한 소재는 Φ40 강재임을 확인할 수 있다. 또한, 초기에 인가된 소성변형량의 차이에 의해 고온압축과정에서의 불안정성이 더 증가하기 때문에 소성유동 불안정 영역이 더 다양한 공정조건에서 나타나게 된다.

Fig. 7.

Deformation stability map shown by temperature-log(strain rate) relation of each STS 321 stainless steel (ε = 0.6); (a) Φ40 STS 321, (b) Φ500 STS 321.

Ziegler의 소성 불안정 기준과 Malas 등에 의해 제안된 소성유동불안정기준 4가지를 에너지 분산 효율 지도 위에 함께 나타낸 변형공정지도(Deformation Processing Map)을 Fig 8에 나타내었다. Fig 8(a)는 Φ40 강재의 변형공정지도이고 Fig 8(b)는 Φ500 강재의 변형공정지도이다. 각각의 지도에서 불안정 구간을 제외하고 에너지 분산효율이 높은 구간은 Φ40 강재의 경우 1050°C, 1 × 10^-1~-2/sec 구간이고 Φ500 강재의 경우 1100°C~1200°C, 1 × 10^-1~-2/sec 구간이다. 이들 구간의 미세조직을 변형공정지도와 함께 Fig 9와 Fig 10에 나타내었다. 이들 두 강재의 초기 결정립 크기는 큰 차이를 나타내었지만 변형공정지도상의 동일한 조건의 안정영역(Fig 9와 10의 1번 영역)에 이를 경우 최종적으로 비슷한 크기의 결정립 크기를 나타냄을 확인할 수 있다. Φ40 강재의 경우 1000°C 미만의 조건에서 압축을 진행한 시편에서 동적 재결정에 의한 결정립 미세화가 관찰되었으나 다수의 결함과 불균일하게 일어난 동적재결정을 통해 소성변형에 불안정한 구간임을 확인하였다.

Fig. 8.

Complex processing map showing the stable and unstable deformation region (ε = 0.6). Slash region means the unstable region; (a) Φ40 STS 321, (b) Φ500 STS 321.

Fig. 9.

Microstructures on the processing map of Φ40 STS 321 stainless steel (1100°C, 1 × 10^-2/sec condition).

Fig. 10.

Microstructures on the processing map of Φ500 STS 321 stainless steel; (1) 1100°C, 1 × 10^-2/sec condition, (2) 1200°C, 1 × 10^-2/sec condition.

Φ500 강재의 경우 낮은 온도에서 압축 변형에 따른 불균일한 결정립 연신이 관찰되었고 1100°C, 1 × 10^-2/sec 조건의 안정구역에서 결함이 줄어들고 결정립이 구상화 되었다. 그리고 같은 변형속도 조건의 다른 온도인 1200°C 조건의 미세조직을 관찰한 결과 결함이 없고 균일한 결정립을 관찰할 수 있으나 높은 온도로 인한 결정립 성장 또한 함께 관찰할 수 있었다. 재료의 고온변형공정에서 동적회복, 동적 재결정 등을 조절하는 것은 공정시 발생할 수 있는 불량뿐만 아니라 결정립 크기 또한 제어할 수 있으므로, 재료의 특성은 고온변형공정에서 대부분 결정되어진다[24-27]. 따라서 적절한 공정조건을 설정하여 결정립 크기 제어를 통한 물성제어와 결함의 제어가 고온 성형에 있어 가장 중요한 부분이라고 할 수 있다.

본 연구에서 고온압축실험과 그에 따른 변형공정지도를 도출하고 이를 미세조직과 연계 분석한 결과 압축 실험 후 비슷한 크기의 결정립을 나타내면서 안정구간이 넓게 나타나는 Φ500 강재가 고온소성변형에 있어 더 유리함을 확인할 수 있었다. 또한 그 조건으로 온도조건 1100°C, 변형속도 1 × 10^-2/sec 조건이 성형에 있어 가장 유리할 것으로 판단된다.