Evaluation of Harmless Crack Size of SCM822H Steel according to Shot Ball Size

쇼트 볼의 크기에 따르는 SCM822H 강의 무해화 균열크기 평가

Abstract

In this study, the harmless crack size was evaluated using carburized, quenched-tempered SCM822H steel. The possibility of detecting cracks that reduce the fatigue limit by non-destructive inspection was evaluated. The conclusions obtained are as follows. The retained austenite of surface was reduced by SP. About 35% and 65% of the retained austenite on the surface were transformed into strain-induced martensite, increasing the hardness by 79HV and 122HV over the as-received material. The maximum compressive residual stresses introduced on the surfaces were -695 MPa and -688 MPa, respectively. The fatigue limit increased by 1.48 times and 1.67 times, respectively, compared to the as-received material. The harmless crack size of SP specimen was determined differently depending on the shot ball size.

1. 서론

에너지 절약 방법은 부품의 관성 질량을 감소시키는 것, 즉 경량화로서 효과적이다. 부품의 경량화를 달성하기 위해서는 피로한도의 향상이 필요하다. 피로한도의 향상을 위해서 피로 파괴 과정의 ① Stage I의 균열 발생을 억제하기 위하여, 항복 응력을 높인다. ② Stage I의 균열 전파 거리는 짧고, 항복 응력을 높이기 위하여 결정 입경을 작게 한다. ③ Stage II의 균열 진전을 억제하기 위하여, 압축 잔류응력을 크게 한다[1].

Stage I의 균열 발생 억제 방법①은 탄소양의 증가가 효과적이고, 방법은 침탄(Carburizing; C) 및 담금질-뜨임(Quenching-tempering; QT) 열처리가 있다. 또, CQT 고강도 강은 Stage I의 균열 발생 억제①와 Stage II의 균열 진전 억제③를 달성하는 방법은 쇼트 피닝(Shot peening; SP)이 있고, 다양한 SP를 적용하여 균열 무해화를 평가하고 있다[2-9]. 그러나 CQT 고강도 강에 SP를 실시한 연구 예는 없다.

본 연구는 SP가 피로강도에 미치는 영향과 SP에 의하여 무해화될 수 있는 표면 결함 크기를 명확히 하기 위하여, 침탄, 담금질-뜨임한 SCM822H 강을 굽힘 피로 실험하였다. 금속의 피로 강도는 주로 표면 잔류응력 및 경도에 따라 달라진다. 따라서 SP에 의하여 무해화 가능한 결함 크기를 파괴 역학적으로 평가하였다.

2. 평가 재료 및 방법

재료는 기계 구조용 합금강 SCM822H를 사용하였다. 화학적 성분은 Table 1에 나타낸다. 재료는 1,203K에서 4시간 침탄(Carburizing; C) 후, 유냉(Quenching; Q)하고, 433K에서 2시간 동안 템퍼링(Tempering; T)하여, 모재시험편으로 사용하였다. 쇼트 피닝 시험편(SP)은 non-SP에 쇼트경도 700HV인 𝜙=0.6mm 볼을 SP한 시험편(SP_0.6) 및 쇼트경도 560HV인 𝜙=0.8mm 볼을 SP한 시험편(SP0.8)이다. 즉, 시험편은 non-SP, SP0.6 및 SP0.8의 3종류를 사용하였다.

Table 1. Chemical compositions of SCM822H steel (mass%)

3종류의 시험편은 Fig. 1과 같이 판폭 2W=100mm, 두께 t=10 mm로 응력비 R = -1로 굽힘응력을 받는다. 시험편은 균열 깊이(a), 균열 길이(2c)의 반타원 표면균열을 가지고, 균열형상비(As=a/c)는 1.0, 0.7, 0.4 및 0.1로 4가지이다. 균열 깊이는 A, 균열 표면은 C로 나타낸다.

Fig. 1 Schematic diagram of a finite plate with electric discharge machining crack

SCM822H 침탄경화부의 탄소량은 연소-적외선 흡수법으로 측정하였다. 경도 측정은 압입하중 2.9kN으로 비커스경도기를 사용하였다. 잔류오스테나이트 양은 XRD 데이터에서 각 상 2θ 최대값을 사용하여 구하였다. 잔류응력은 홀드릴링법으로 깊이 방향으로 측정하였다.

굽힘피로시험은 회전굽힘피로시험기를 사용하였으며, 10⁷ 사이클의 반복응력에 파괴하지 않은 응력을 피로한도라 하였다. 긴 균열의 하한계응력확대계수 K_th(l)는 많은 연구자의 결과에서 강종에 상관없이 비커스경도(HV)와 역비례하였다. 이와 같은 관계에서 본 연구에 사용한 열처리 전 소재의 경도는 440HV이므로, \(\begin{align}\sqrt {m}\end{align}\)로 결정하였다[10].

3. 평가 결과 및 고찰

3.1 침탄층의 탄소량

Fig. 2는 표면에서 깊이에 따르는 침탄층의 탄소양을 나타낸다. 깊이 약 0.015mm의 탄소양은 0.78mass%로 최고 경도가 얻어지는 SCM822H 강화학조성의 공석점 0.8mass%와 비슷하였다. 경도는 피닝에 의하여 형성되는 압축잔류응력의 크기에 많은 영향을 미친다. 즉, 경도가 클수록 더 큰 압축 잔류응력이 도입된다. 또, 깊이 1.48mm와 1.58mm의 탄소양은 0.22mass%로 Table 1의 화학성분과 거의 일치한다.

Fig. 2 Distribution of Carbon mass fraction

3.2 잔류 오스테나이트 양

Fig. 3은 non-SP와 SP 후의 각 시험편(SP0.6, SP0.8)에 대한 잔류 오스테나이트 양을 나타낸다. non-SP의 표면 잔류 오스테나이트는 17%이고, SP0.6과 SP0.8의 표면 잔류 오스테나이트는 각각 6%, 11%가 얻어졌다. 이것은 SP에 의하여 잔류 오스테나이트가 가공유기 마르텐사이트로 변태한 것으로 판단된다. 즉, SP0.6과 SP0.8의 표면 잔류 오스테나이트는 각각 약 65% 및 35%가 가공유기 마르텐사이트로 변태한 것을 의미한다. 이와 같은 잔류 오스테나이트의 감소는 표면 경도가 현저하게 상승할 것으로 판단된다. 이것은 냉간압연율이 증가할수록 오스테나이트는 감소하고, 마르텐사이트로 변태하여 증가하는 연구 결과와 일치한다[11]. 또한, 경도도 증가하였다. 이것은 그 만큼 압축잔류응력이 더 크게 도입될 수 있다는 것을 의미한다.

Fig. 3 Distribution of retained Austenite volume fraction

Fig. 4는 3종류 시험편의 비커스경도 분포를 나타낸다. non-SP, SP0.6과 SP0.8의 표면 비커스경도는 699HV, 821HV 및 778HV가 얻어졌다. SP0.6과 SP0.8의 경도는 non-SP에 비하여 122HV 및 79HV 높게 나타났다.

Fig. 4 Vickers hardness of each specimen

3.3 잔류 응력분포

Fig. 5는 3종류 시험편의 압축 잔류응력분포를 나타낸다. 표면의 압축잔류응력(σ_rs)은 각각 non-SP -192MPa, SP0.6 -688MPaS및 P0.8 -695MPa 였다. SP에 의한 최대 압축잔류응력(σ_rmax)은 non-SP σ_rs=σ_rmax이고, SP0.6 -1157MPa (깊이 약 50㎛)S 및 P0.8 -808MPa (깊이 약 42㎛)였다. Fig. 5에서 SP0.6과 SP0.8의 압축잔류응력 분포가 다르다는 것을 알 수 있다. 이러한 압축잔류응력 분포는 무해화균열크기에 영향을 미치게 된다.

Fig. 5 Residual stress of each specimen

3.4 피로한도

Fig. 6은 non-SP와 SP 시험편의 S-N 곡선을 나타낸다. non-SP의 피로한도(σ_w)는 827 MPa이다. 이것에 대하여 SP0.6의 σ_w는 1381 MPa, SP0.8의 σ_w는 1225 MPa이다. non-SP에 대한 시험편 SP0.6 및 SP0.8의 σ_w는 각각 1.67배 및 1.48배 증가하였다. 이와 같이 SP로 표면 직하의 경도 및 압축잔류응력을 크게 하므로서 피로한도 향상에 유효한 방법이라 할 수 있다.

Fig. 6 S-N curves of each specimen

3.5 무해화 균열크기(a_hml)

Fig. 7(a),(b)는 SP0.6 및 SP0.8의 As=1.0에 대한 균열 깊이에 따르는 ΔK_Tr과 ΔK_th의 관계를 대표적으로 나타낸다. 균열길이에 따르는 ΔK_th는 유한판의 반타원 표면균열이 응력비 R의 굽힘응력을 받을 때, non-SP의 피로한도(Δσ_w)를 식(1)에 대입하여 평가하였다[6].

\(\begin{align}\left. \begin{array} { l } { \Delta K _ { t h } = } \\ { 2 \beta \Delta \sigma _ { w } \sqrt { \frac { a } { \pi } } \operatorname { cos } ^ { - 1 } [ \{ \frac { \pi } { 8 \beta ^ { 2 } a } ( \frac { \Delta K _ { t h ( l ) } } { \Delta \sigma _ { w } } ) ^ { 2 } + 1 \} ^ { - 1 } ] } \end{array} \right. \end{align}\)       (1)

Fig. 7 Evaluation of harmless crack size. (a) SP_0.6, (b) SP_0.8

여기서 Δσ_w는 non-SP의 피로한도(827 MPa), ΔK_th(l)은 긴 균열의 하한계응력확대계수(\(\begin{align}\sqrt {m}\end{align}\)), a는 반타원 균열 깊이, β는 유한판의 시험편이 굽힘피로응력을 받는 균열 깊이 및 표면에서 Newman-Raju 식[12]에서 주어지는 형상보정계수이다.

ΔK_Tr은 Newman-Raju 식에 의한 ΔK_ap와 압축 잔류응력 식(2)에 의한 K_r의 합이다. 여기서 ΔK_ap에 사용한 작용응력은 각 SP의 피로한도(Δσ_sp)를 사용하였다. 즉, 1225 MPa 및 1381 MPa을 사용하였다. 또한, K_r의 평가[13]는 Fig. 5에 나타낸 SP0.6 및 SP0.8의 잔류응력을 각각 사용하였다.

\(\begin{align}\left. \begin{array} { l }{ K _ { r } = [ G _ { 0 } \sigma _ { 0 } + G _ { 1 } \sigma _ { 1 } ( \frac { a } { t } ) + G _ { 2 } \sigma _ { 2 } ( \frac { a } { t } ) ^ { 2 } + G _ { 3 } \sigma _ { 3 } ( \frac { a } { t } ) ^ { 3 } } \\ { + G _ { 4 } \sigma _ { 4 } ( \frac { a } { t } ) ^ { 4 } ] \sqrt { \frac { \pi a } { Q } } f _ { w } } \end{array} \right. \end{align}\)       (2)

여기서 G₀ ∼ G₄는 API-RP579에 의한 응력확대계수의 형상보정계수이다. a, c는 각각 반타원 균열의 깊이 및 표면길이다. W, t는 각각 판 폭과 판 두께다. σ₀∼ σ₄는 잔류응력 분포를 4차 다항식으로 근사시킨 결과에서 얻어지는 계수이다.

SP에 의한 무해화 가능 최대 균열 크기(a_hml)는 식(3)으로 결정한다. 즉, 균열 깊이와 표면에서 작은 균열 크기를 사용한다. Fig. 7에서 a_hml는 모두 ΔK_th(l)에 대하여, ΔK_th(s)와 ΔK_Tr의 교차점을 ●로 나타내었다.

\(\begin{align}\Delta K _ { T r } = \Delta K _ { t h ( s ) }\end{align}\)       (3)

Table 2는 균열 깊이(A)와 표면(C)의 a_hml이다. SP0.6과 SP0.8은 As=1.0, 0.7 및 0.4에서 ΔK_th(s)와 ΔK_TrA의 교점이 있으나, As=0.1에서 균열 표면의 ΔK_th(s)와 ΔK_TrC 교점이 없다. 교점이 없는 것은 표면 균열 크기와 상관없이 무해화 가능하다는 것이다. 균열 깊이와 표면 균열의 a_hml은 피닝 볼의 크기에 따라서 다르다. SP0.6의 a_hml은 As=1.0, 0.7 및 0.4에서 균열 표면, As=0.1에서 균열 깊이에서 결정되었다. SP0.8의 a_hml은 As=1.0과 0.7에서 균열 표면, As=0.4와 0.1에서 균열 깊이에서 결정되었다.

Table 2. Harmless crack size (a_hml) of SP0.8 and SP0.6

Fig. 8은 SP에 의한 a_hml의 As 의존성을 나타내었다. a_hml는 피닝 볼의 크기에 따라서 다르게 나타났다. SP0.6의 a_hml는 As=0.7에서 약간 작았으나, 이후는 증가하였다. 그러나 SP0.8의 a_hml는 As가 작아짐에 따라서 작아지는 경향을 나타내었다.

Fig. 8 As dependence on a_hml, a₂₅, a₅₀ and a_NDI

3.6 표면균열 무해화 기술의 SCM822H 안전성

Fig. 8은 non-SP 피로한도가 25% 또는 50% 감소하는 균열 깊이(a₂₅, a₅₀), a_hml 및 비파괴검사 에서 검출 가능한 균열 깊이(a_NDI1, a_NDI2)를 나타내었다. As가 작아짐에 따라서 a₂₅ 및 a₅₀은 감소하였다. 무해화 가능 균열 크기 a_hml(SP0.6) 및 a_hml(SP0.8)은 피로한도 25％ 감소하는 피로 균열 a₂₅보다 위쪽에 있으므로 SP로 무해화 가능하다. 그러나 a_hml(SP0.6)의 As=1.0-0.4는 a₅₀보다 아래에 있으므로 무해화 불가능하지만, As=0.1은 위쪽에 있으므로 무해화 가능하다. 한편 a_hml(SP0.8)는 피로한도 50% 감소하는 피로 균열 a₅₀보다 아래에 있으므로 무해화 불가능하다.

비파괴검사의 균열 검출 능력(a_NDI1, a_NDI2)은 피로한도 25％ 및 50% 감소하는 피로 균열 a₂₅ 및 a₅₀보다 위쪽에 있으므로 비파괴검사로 a₂₅ 및 a₅₀의 균열을 검출할 수 없다. 단, a_hml(SP0.6)의 As=0.1은 a_NDI1으로 a₂₅ 및 a₅₀의 균열을 검출할 수 있다. 따라서 검출 불가능한 균열은 더욱 해상도가 좋은 비파괴검사 기술을 적용할 필요가 있다.

4. 결론

본 연구는 침탄, 담금질-뜨임한 SCM822H강의 무해화 균열 크기(a_hml)를 파괴역학적으로 평가하고, non-SP의 피로한도를 25％ 또는 50％ 감소시키는 균열 깊이 (a₂₅, a₅₀) 및 비파괴검사로 피로 한도를 감소시키는 균열(a_NDI1, a_NDI2)와의 관계에서 안전성을 평가하였다. 얻어진 결론은 다음과 같다.

(1) SP에 의하여 표면 잔류 오스테나이트는 감소하였다. SP0.6과 SP0.8의 표면 잔류 오스테나이트의 약 65% 및 35%는 가공유기 마르텐사이트로 변태하여, 경도가 모재보다 122HV 및 79HV 증가하였다.

(2) SP0.6과 SP0.8은 표면에 최대 압축잔류응력(σ_rmax)이 도입되고, 각각 –688MPa 및 -695MPa였다. 피로한도는 모재보다 각각 1.67배 및 1.48배 증가하였다.

(3) SP 시험편의 a_hml는 피닝 볼의 크기에 따라서 다르게 결정되었다. SP0.6의 As=1.0, 0.7 및 0.4은 균열 표면, As=0.1은 균열 깊이에서 결정되었다. 한편 SP0.8의 As=1.0과 0.7은 균열 표면, As=0.4와 0.1은 균열 깊이에서 결정되었다.

(4) a_hml, (a₂₅, a₅₀), (a_NDI1, a_NDI2) 및 As 관계에서, NDI와 비 손상기법의 유용성을 평가하였다.

(5) 피로강도 향상과 표면결함 무해화에 기여하는 주요 요인은 SP에 인한 압축잔류응력이다. 따라서 SP는 SCM822H 강의 안전성 및 신뢰성을 향상시키는 데 효과적이다.