1. 서 론
1997년 교토의정서 체결 이후 급격한 온실가스(N2O, CO2, CH4 등) 배출 증가 및 기후 위기에 대응하기 위하여 2016년 유엔 기후 변화 회의(COP21)에서 파리협정을 체결하였다. 세계 평균 기온 상승을 산업화 이전(1850년~1900년) 대비 2 °C 이하로 유지하며, 기온 상승을 1.5 °C로 제한하는 것이 본 협정의 목표 중의 하나이다. 이를 해결하기 위한 핵심적인 부분은 사용중인 화석 연료 사용에서 신재생 에너지로 전환하는 것이다1).
석유를 주연료로 하는 선박의 배기가스는 질소산화물(NOx), 황산화물(SOx), CO2 등이 있다. 특히 선박의 연료유에 포함된 유황은 연소 과정에서 SO2, SO3와 같은 황산화물이 배출된다. 황산화물은 SO2+H2O→H2SO3, SO3+H2O→H2SO4 반응으로 인해 비의 pH 농도를 5.6이하로 만든다2). 대기중 NOx, SOx 저감을 위해 유엔 산하 기관인 국제해사기구(Inter- national Maritime Organization)는 2020년부터 선반 연료유의 황 함유량을 3.5%에서 0.5%로 강화하는 규제를 시행하였다3). 최근 친환경 선박의 LNG 연료의 경우, 매우 적은 양의 황을 함유하고 있어 황산화물 등과 같은 규제에 있어 대응이 가능하고 탄소배출 저감에 효과적이다4). 하지만 LNG 연료 또한, 화석연료로 분류 되며 LNG의 주성분은 액화 메탄으로 구성되어 LNG 생산, 운송, 유통 등의 과정에서 메탄 배출이 발생하는 한계가 존재한다5). 온실가스의 원인이 되는 화석연료 사용으로 인해 발생되는 일산화탄소, 이산화탄소, 메탄 등의 배출량을 큰 폭으로 저감하기 위한 대체 연료는 바이오 가스, 암모니아6), 수소, 태양전지7) 등이 대표적으로 제시되고 있다.
수소는 화석연료와 비교하였을 때 생산, 운송, 저장, 범용성 등의 측면에서 충분한 경제력을 가지고 있다8). 또한 화석연료와 유사하게 장기간 동안 대용량으로 저장이 가능하고 액화수소, 암모니아, methylcyclohexane(MCH) 등 다양한 형태로 운송이 가능하다9). 특히 수소를 액화시킬 경우 기체 상태의 수소에 비해 부피가 1/800으로 감소하여 수소의 보관과 운송 효율이 7배 가량 높아지며 별도의 탈수소화 과정이 필요 없어 즉시 사용이 가능하다는 장점이 있다10). 따라서 저장 및 이송에 효율적인 액화수소를 기체 또는 액화 상태에서 사용할 수 있는 운송수단에 대한 기술적 개발이 중요한 시점이다11).
이를 위해, 용기의 안전성 및 신뢰성을 위한 수소 취화 및 초저온 충격, 인성 및 BOR(Boil Off Rate) 등을 고려한 설계 및 단열재, 저장용기용 소재, 제작 공법 등이 중요하며, 내구성 또는 수명을 유지하기 위해 위해 수소 취화에 둔감한 강재 사용이 필수적이다12). 액화 수소를 저장 및 이송하기 위해서는 수소를 초저온 상태(20K이하)를 유지하는 것이 필수적이며 초저온 저장용기 설계부터 제작 및 신뢰성 검증에 대한 문제점이 존재한다13). 적합한 소재 선정을 위해 온도 구간 별 적용 가능한 금속소재를 Fig. 1에 나타내었다.
미국 표준화 기구 중 하나인 고압가스 협회(CGA: Compressed Gas Association)는 액화수소 저장 시스템 적용에 필요한 사용환경에 따라 코드를 분류하였으며 권장 소재를 정의하였다14). 액화수소 저장 시스템에 필요한 코드는 현재 4가지로 분류 ①(CGA H- 3(2019) Standard for Cryogenic Hydrogen Storage, ②CGA H-5(2020) Standard for Bulk Hydrogen Supply Systems, ③CGA G-5.4 (2019) Standard for Hydrogen Piping System at User Locations, ④CGA G-5.6(2005) Hydrogen Pipeline Systems)된다. 코드에 따르면 기체수소, 액화수소 두 경우 모두 저장시스템 설계 시 ASS(Austenitic Stainless Steel)를 권장하며, 수소 취화 가능성을 줄이기 위해 316L 소재 사용을 추천하였다15,16). 알루미늄의 경우 고려되는 열적 특성(열전도율, 열팽창계수)이 Austenitic Stainless Steel (ASS) 보다 상대적으로 크기 때문에 권장하지 않았다. 또한 ASTM STP46979S(Materials for Use at Liquid Hydrogen Temperature)에서 액화수소 온도에 적용 가능한 구체적인 소재 적용 관련 설명을 하고 있다.
액화수소 저장 탱크의 제작을 위해 용접은 필수적인 공법이다. 실제 운송용 대형 탱크의 용접부의 경우 물성의 분포에 편차가 크게 존재하며, 용접부 내 결함도 많이 관찰된다. 또한 용접 열영향부(HAZ)의 기계적 물성이 모재에 비해 상대적으로 낮으며, 액화수소탱크를 제작함에 있어 소재 및 용접 공법, 초저온 물성에 대한 고려가 필요하다17).
본 논문에서 액화수소저장 시스템의 제작에 있어 적용 가능한 ASS 소재의 특성에 대하여 타 연구 논문의 연구에 대해 필요한 부분을 발췌하여 정리해 보았다. 또한 ASS 소재를 적용한 다양한 용접 공법과 액화수소저장용 탱크의 안정성을 위한 초저온 분위기에서 용접부의 물성 평가 방안에 대하여 국내외 사전 연구를 조사하여 앞으로의 개발 방향에 필요한 정보를 공유하고자 논의해보았다.
2. 본 문
2.1 ASS(Austenitic Stainless Steel) 소재의 초저온 특성
LNG 액화 온도인 77K 환경에서 사용할 수 있는 금속소재는 ASS, 니켈 합금(9% 니켈강, INVAR), 알루미늄 합금(5000계, 6000계) 등이 있지만 20K의 초저온용 액화수소 저장탱크를 제작함에 적합한 소재는 ASS 및 6000계 알루미늄 합금이다. LNG 화물창에 적용 가능한 소재들의 경우, 20K 분위기에서 사용할 수 있으나, 수소 환경에 취약한 단점이 있다. 20K 환경에서 적용되는 금속의 선정에 있어 고려해야 할 사항은 기계적 물성과 연성-취성 천이온도(Ductile-Brittle Transition Temperature, DBTT)이다. 선박의 액화수소 이송과정 중, 탱크 내부에 적재된 유체(액화수소)가 외부의 가진에 의하여 발생하는 유동 현상, 즉 슬로싱 현상이 발생한다. 이는 내부의 벽면에 지속적인 충격을 입히기 때문에 탱크의 취약한 부분인 용접·접합부에 대한 물성을 고려하여 설계가 필요 하다. 또한, 연성-취성 천이온도의 경우 온도 감소에 의해 연성금속이 일정 온도 구간에서 취성 성질로 변화하여 예상치 못한 파단이 발생할 수 있다. 따라서, 예상할 수 없는 충격 및 사고를 방지하기 위해 액화수소탱크의 인장강도, 충격강도, 피로강도 등과 같은 물성은 필수적으로 갖추어야 할 조건이다.
액화수소탱크에 주로 사용되는 ASS (STS 304, 316 등)의 경우, Face Centered Cubic (FCC)의 결정 구조를 가지며 FCC의 구조 상 수소의 용해도가 높지만 Body Centered Cubic (BCC) 원자 충진율이 68%, FCC는 74%로 FCC 대비 작기 때문에 원자 이동이 용이하다. 또한 FCC 금속은 균열선단으로 수소의 확산이 상대적으로 느리고 편석이 작으므로, BCC 금속에 비해 취하를 일으키는데 10~100배의 수소가 필요하게 된다18). S. Fukuyama 등19) 의 보고에 따르면 온도가 감소함에 따라 Hydrogen Environment Embrittlement (HEE)는 증가하지만 200K에서는 최고점이 된 후 80K까지 온도 감소에 따라 HEE가 함께 감소하는 경향을 보였다. ASS 소재를 이용해 온도와 HEE의 상관 관계를 Fig. 2에 나타내었다. 보고에 의하면 수소 취화 환경에서 수소의 단면 수축율 값을 헬륨 환경에서 얻은 값으로 나누어 얻은 상대 수축율로 상대 수축율이 1.0의 경우 수소의 영향이 없음을 나타내고 상대 수축율이 작음으로 나타낼수록 수소 취화가 크다는 것을 나타낸다. 300K~80K 온도 구간에 대하여 304, 304L, 310S, 316, 316L 및 316LN 소재의 상대적인 면적 감소율을 비교해본 결과이다. 수소 취화는 316L<316LN<316(용체화)<316(예민화) 순서로 증가하였다.
Fig. 2
Effect of temperature on relative reduction of area of type 304 and 316 series in 1.1MPa hydrogen and helium at low temperatures19)
H. I. McHenry 등20) 은 STS 304, 310 및 316 소재를 4K~300K의 온도 구간에서 인장 및 항복강도 결과에 대하여 보고하였다(Fig. 3). 본 연구에 따르면 모든 온도 구간에서 STS304 소재가 가장 낮은 항복강도 값을 보였지만, 최대 인장강도 값이 가장 높았다. 이는 STS310 및 STS316 소재에 비해 STS304에서 ɑ-마르텐사이트로의 상변태가 상대적으로 더 쉽게 발생하여 인장강도, 항복강도, 경도, 충격강도 증가 및 연성 감소로 나타났다21).
ASS는 초저온의 환경에서 외부응력에 의해 강도가 증가하는 경향이 있다22). W. Cheng 등23) 의 보고에 의하면 304L 소재의 경우 상온환경에서의 인장시험의 경우 Fig. 4에 나타난 것과 같이 γ-오스테나이트 상은 상온에서 응력이 증가하여도 충분한 전위의 이동공간에 의해 γ-오스테나이트 상이 유지되지만 저온 영역에서 무확산(Diffusionless)변태에 의해 γ-오스테나이트는 ε-마르텐사이트 변태(FCC→HCP) 후 최종적으로 α-마르텐사이트 변태(FCC→BCT)가 발생하고 초저온환경에서의 ASS의 경도 및 인장강도 값은 무확산 변태된 마르텐사이트는 탄소 원자의 전위 이동 방해와 BCT구조의 슬립계로 인해 증가하는 경향이 있기 때문에 강도가 증가한다고 보고 된다.
Fig. 4
Changes in ASS tensile’s time at room temperature (a) to (d) and -196°C (e) to (h) conditions23)
2.2 ASS의 액화수소 저장 탱크 제작을 위한 용접 공법
ASS를 용접하는데 다양한 용접 공법이 있지만, 액화수소용 저장탱크 제작에 적용함에 있어 용접부의 품질 및 물성이 매우 중요하다. 또한 탱크를 제작함에 있어 ASS의 용접 이음부는 주로 맞대기 용접, 필렛(Fillet) 용접 및 파이프와 같은 원주(Circumferential) 용접이 필요하다24). Submerged Arc Welding (SAW)의 경우 큰 입열량으로 인해 큰 볼륨의 슬래그가 발생할 수 있고 용접 품질이 저하될 수 있다. Shielded Metal Arc Welding (SMAW) 용접은 비용이 저렴하고 전자세 용접이 가능하나, 과도한 전류 사용 시 전극 피복이 벗겨질 수 있고 용접 가능 길이에 제한으로 인해 생산력 감소로 이어지는 단점이 존재한다. Plasma Arc Welding (PAW)은 Gas Tungsten Arc Welding (GTAW)에 비해 사용자의 기술에 의한 용접품질 변형이 적고 GTAW에 비해 더 깊은 입열량을 가질 수 있으며 텅스텐 전극이 용접부와 닿지 않아 물성 변형이 적다. 하지만 GTAW에 비해 최적공정을 설정하는데 더 많은 변수가 고려된다.
Gas Metal Arc Welding (GMAW) 용접은 스테인리스 강 용접에 사용할 수 있지만 GTAW와 비교하여 용접부 품질 차이가 발생할 수 있다. GTAW와 같이 GMAW 용접은 불활성 가스를 사용할 수 있어 양호한 용접 품질을 얻을 수 있고 GMAW에 비해 높은 입열량을 사용할 수 있다. 하지만 불활성 가스만을 사용 시 열전도도가 낮기 때문에 불균일한 용접 비드가 발생할 수 있다. 용접 품질의 양호함을 위해 특정 예방 조치가 필요한데 차폐가스 변수 조정 시 양호한 비드 형성에 도움이 된다. GTAW는 ASS를 이용한 초저온용 구조물 용접 시 낮은 입열량 특징으로 다중 용접을 통해 용접부 변형 최소화가 가능하며 개선각을 통해 안정적인 이면 비드 형성이 가능하다는 장점이 있다. K. V. Satheesh Kumar 등 25)은 316L ASS를 이용하여 GMAW와 GTAW 공정 및 차폐가스 종류 (① Pure Ar, ②Pure CO2, ③ Ar 92%+ CO2 8%, ④ Ar 88%+CO2 12%)에 따른 기계적 물성을 비교하였다. Table 1과 2에 나타난 바와 같이 GMAW와 GTAW 공정 비교 시 GTAW가 GMAW에 비해 경도 및 충격 인성 값이 높게 나왔으며 Pure CO2 차폐가스를 사용 시 다른 종류의 차폐가스보다 인장강도는 낮으나, 충격 인성 값이 높게 나타났다. CO2 차폐가스를 사용 시 아크가 용적의 하부에 집중하게 되고 아크 소음이 크며, 금속 이행에 영향을 미쳐 비산현상(Expulsion)이 많이 발생하는 단점이 있다26). 이를 해결하기 위해 Ar과 혼합하여 사용할 경우(Ar base, CO2 3~25%) Ar의 낮은 이온화 에너지의 특성으로 인해 비드 가장자리에 결함(ex: undercut)이 줄어들고 용융풀 표면에 산화막을 형성한다. 소모성 전극을 이용한 아크 용접은 용융된 금속이 용융풀로 이행하는 용적 이행이 발생한다. 이는 용융금속의 이행만이 아니라 스패터와 같은 불필요한 이행까지 포함한다. GMAW 용접에는 크게 3가지의 금속 이행이 있는데 단락 이행(short circuiting transfer), 입상 이행(globular transfer), 스프레이 이행(spray transfer) 등이 있다. 이와 같은 금속 이행은 용접의 전류, 전압, 보호가스, 와이어 소재, 용접봉 종류 및 크기에 의해 정해진다. 용접 전류 및 전압이 증가함에 따라 입상 이행, 프로젝티드(projected) 이행, 스트리밍(streaming) 이행 및 회전(rotating) 이행으로 모드가 변화한다26). 일반적인 GMAW 공법 특성상, 비산현상이 발생하여도 빠른 용접속도로 고입열 용접을 시행하게 되는데 이는 불안정한 스프레이 모드를 유발할 수 있다. 이 때 Ar 보호가스를 사용 시 안정된 스프레이 모드를 얻을 수 있어 비산현상 발생량이 줄어든다27).
Table 1
Comparison table of tensile strength by shielding gas under 180A, thickness 3mm specimen conditions25)
| Thickness | Shielding gas | Hardness value in BHN | |
|---|---|---|---|
| GMAW | GTAW | ||
| 3mm | Pure argon | 168 | 182 |
| Pure CO2 | 170 | 188 | |
| Ar 92% + CO2 8% | 181 | 195 | |
| Ar 88% + CO2 12% | 178 | 190 | |
Table 2
Comparison table of V-charpy impact by shielding gas under 180A, thickness 3mm specimen conditions25)
| Thickness | Shielding gas | Toughness value in joule | |
| GMAW | GTAW | ||
| 3mm | Pure argon | 62 | 65 |
| Pure CO2 | 68 | 70 | |
| Ar 92% + CO2 8% | 62 | 64 | |
| Ar 88% + CO2 12% | 60 | 65 | |
안정된 스프레이 모드 형성 시 인장강도 값에 영향을 줄 수 있으므로 사용자의 필요 조건에 따라 차폐가스의 혼합율을 조절할 필요가 있다.
하이브리드 용접법은 각기 다른 2가지의 열원을 혼합한 용접법으로 각 용접법의 장점을 이용해 시너지 효과를 일으키는 공정이다. 이로 인해 용접부의 품질 및 용접 생산성을 확보할 수 있는 우수한 공법이라 할 수 있다. 레이저+GMAW, 레이저+GTAW, GMAW+ GTAW 등 사용자의 필요에 따라 다양한 형태로 조합을 만들 수 있다. 레이저-아크 하이브리드 용접은 알루미늄 합금, 스테인리스 강 및 구리 합금 등의 다양한 소재에 적용할 수 있다. Fig. 5과 같이 서로 다른 열원이 결합되는 공정으로 변수 또한 다양하게 고려되어야 한다. 공정 변수로는 DLA(Laser Arc Distance), 아크 각도, 아크 및 레이저 선·후행 등이 있으며, 공정 변수에 따라 입열량과 비드의 형태가 달라지고 사용자의 필요 및 상황에 맞게 조절이 요구된다28). 레이저-아크 하이브리드 용접의 장점으로는 아크 용접에 비해 상대적으로 빠른 용접속도와 낮은 입열량으로 용접부 변형이 적으며 ASS 소재에 대해 충분히 적용이 가능한 용접 공법으로 기존 GTAW 다층 용접과 달리 깊은 용입 특징으로 One-pass 용접이 가능하다29,30).
3. ASS 용접부의 미세 조직 및 초저온 물성
3.1 ASS 용접부의 미세 조직 특성
용접부에서 관찰되는 미세조직은 크게 γ-오스테나이트 상, δ-페라이트 상, α-마르텐사이트 상, 크롬탄화물, SiO2 등이 있다. 수소는 γ-오스테나이트 기지조직인 ASS 용접부의 상 경계에 존재하는 δ-페라이트에 Trap 될 수 있다. 이러한 이유로 δ-페라이트는 수소 취화 민감성(Susceptibility)을 증가시킬 수 있는 가능성이 있다. 또한, δ-페라이트 생성에 의해 용접부의 경도분포를 상승시킬 수 있기 때문에 δ-페라이트 분율 조절이 필요하다31). δ-페라이트는 황(S), 인(P)와 같은 유해원소를 함유하기 때문에 입계에 편석 될 수 있는 불순물의 함량을 줄여주고 낮은 열팽창계수에 의해 수축응력을 감소시켜 열간 균열의 발생을 억제시킨다. S. Y. Ahn 등32) 에 따르면 δ-페라이트가 과다하게 존재할 시 약 550~990°C의 고온 조건에서 σ상을 형성할 수 있으며 물성저하와 내부식성을 감소시킬 수 있음을 보고하였다. Fig. 6은 TIG 용접공법을 이용한 304L 용접부의 입열량에 따라 δ-페라이트 분율이 증감되는 상관관계를 보여주는 그래프이다.
ASS의 주 성분은 Fe, Cr, Ni이다34). Cr은 δ-페라이트를 안정화시키는 역할을 하며 특히 STS 304, 316 계열의 경우 δ-페라이트가 고상응고가 발생할 수 있으므로 덴드라이트 중심부에 Cr이 집중될 수 있다. Ni의 경우 γ-오스테나이트 조직을 안정화하는 역할을 하며 덴드라이트 영역에 주로 분포할 수 있다. 덴트라이트 영역은 γ-오스테나이트를 포함하고, 결정립계는 δ-페라이트 포함을 예측할 수 있다. W. S. Yang 등35) 에 따르면 Fig. 7과 같이 Schaeffler diagram을 이용해 용접부는 γ-오스테나이트 및 δ-페라이트가 공존함을 알 수 있다.
E. Zumelzu 등36) 은 GMAW용접을 이용하여, 316L 모재에 308L 및 316L 필러 와이어를 사용해 페라이트 분율 및 기계적 물성을 비교·분석하였다. Fig. 8에서 나타난 것과 같이 316L 와이어는 308L 와이어에 비해 페라이트 분율이 더 높게 관찰되었으며 과도한 δ-페라이트 분율은 인장강도 저하를 유도할 수 있다. 또한, δ-페라이트 분율 증가는 용접금속의 화학 조성, 용접 속도, 응고 환경의 영향, γ-오스테나이트 상의 형태, 용접장비의 특성 등으로 인하여 영향을 받을 수 있음을 보고하였다.
용접부 내 제거되지 않은 δ-페라이트는 상 경계(Phase boundary)에 분포하게 되고 전위의 이동과 Phase boundary의 증가는 Crack을 발생시킬 수 있다. 용접부에 존재하는 δ-페라이트 조직의 변수를 줄이기 위해 열처리 공정 추가를 통해 용접부에 포함되어 있는 δ-페라이트를 분율을 감소시킬 수 있다. H. S. Yun 등37) 에 따르면 Fig. 9과 같이 ER308, ER316 소재를 사용해 GTAW 용접부의 δ-페라이트를 1050°C조건에서 0~6h 동안 열처리하여 δ-페라이트 분율을 감소시킬 수 있음을 보고하였다. (a), (c), (e) 는 ER308 소재를 사용하였으며 (b), (d), (f)의 경우 ER316 소재를 사용하였다. (a), (b) 조건의 경우 0h, (c), (d)의 경우 1h (e), (f)의 경우 6h 열처리 조건이며 점진적으로 δ-페라이트 분율이 감소함을 알 수 있다. δ-페라이트를 분율을 감소 방법은 열처리만 아니라 용접기술의 발전으로 레이저 용접을 통해 스테인리스강의 오스테나이트 단상(A모드) 응고모드로 일부분 제어 가능성이 있다. 하지만 응고균열 발생에 대한 근본적 제어가 완벽하지 못한 실정이기 때문에 추가적인 연구가 필요하다38).
Fig. 9
Transition from δ-ferrite to γ-austenite occurs over time during heat treatment, (a)(c)(e) weld zone of ER308, (b)(d)(f) weld zone of ER316, (a) (b) heat treatment 0h-1050°C, (c)(d) heat-treatment 1h-1050°C, (e)(f) heat treatment 6h-1050°C37)
3.2 ASS 용접부의 초저온 물성 평가
친환경 선박의 핵심 부품인 LNG 탱크 제작 현재 선급에서 제시되어지고 있는 물성에 대한 기준은 소재(ASS) 및 용접부의 인장시험(400N/mm2이상)39), 충격시험(34J이상), 굽힘시험 등이 있다. 또한 이를 통한 제품의 물성 및 품질의 기준이 제시되고 있다. 특히 액화수소탱크 제작에 필요한 용접부 신뢰성 평가를 위해 구체적인 필수 시험 규정에 대해 논의 중에 있지만 국내의 초저온(4K) 환경에서 평가할 수 있는 인프라가 부족하며 관련된 연구 및 기술적 보고가 미흡한 편이다40,41).
ASS 소재의 용접부는 용접 공정 중 발생하는 열로 인해 미세 조직이 변화할 수 있다. 특히 열영향부의 경우 미세 조직으로 인한 물성 변화가 발생할 수 있으며, 용접 조건에 따라 미세 조직이 변태 또는 새로운 조직상이 생성될 수 있다42). J. Vekeman 등43) 에 의하면 과도한 입열량은 용접부의 기계적 물성에 영향을 줄 수 있으며 이는 용접부를 약화시키는 요인이 될 수 있음을 보고하였다. 결과적으로 δ-페라이트 분율은 용접부의 물성변화에 영향을 줄 수 있으며 과도한 분율은 상온(300K)~초저온(4K) 영역에 걸쳐 물성 변화를 초래할 수 있다.
NIST technical Note 223044)은 4가지 용접조건에 따른 초저온분위기에서 파괴 인성 변화를 평가하였다. 각각의 상세 용접공정 및 조건을 Table 3에 분류하여 제시하였다. W1, W2, W3, W4 로 표시된 조건은 GTAW 공법으로 이음부가 맞대기 용접이며 W2 조건을 제외한 나머지 조건은 FCAW 공법으로 Cover 용접을 수행하였다. W1의 경우 Root 용접 시 GTAW 공법을 사용하였으며 Cover 용접 시 FCAW 용접을 사용하였고 텅스텐 봉의 경우 0.125inch를 사용하였다. W2의 경우 Root 및 Cover 용접 모두 GTAW 용접 공법을 적용하였으며 텅스텐 봉은 0.094inch를 사용하였다. W3의 경우 W1과 용접 공정 조건이 같으나 보호가스를 Cover 용접 시 Ar75%/CO225%를 사용하였다. W4 조건 또한 W1과 용접 공정 조건이 같으나 보호가스를 Root 용접 시 후판에 보호가스를 사용하지 않았다.
Table 3
Welding condition in NIST technical note 223044)
Fig. 10은 Table 3에 언급된 조건들의 77 K, 4 K에서의 파괴인성 결과를 나타내었다. W2 조건에서 가장 높은 파괴 인성 값을 가졌으며, W2와 W3의 경우 W1, W4에 비해 낮은 δ-페라이트 분율을 보였다. W2는 GTAW Root 용접 및 Cover 용접 과정에서 느린 용접 속도로 인해 최소한의 δ-페라이트 분율이 발생되었고 다른 조건에 비해 가장 높은 파괴 인성 값을 얻을 수 있음을 보고하였다.
P.Fernanadez-Pison 등45) 은 AISI 304L, AISI 316LN 소재를 액화 질소(77K) 및 액화 헬륨(4K) 분위기에서 인장강도 시험을 통해 마르텐사이트 분율과 인장강도 값을 비교하였다. Fig. 11는 300K, 77K, 4K 조건에서 304L 및 316LN 소재의 True Stress- Ture Strain 그래프이다. 녹색 점선은 시간에 따른 변형률의 진화를 나타내며 304L, 316LN 소재 모두 초기 균일한 변형률을 가졌다. 하지만 316 LN은 시간이 지날수록 변형률이 점진적으로 감소하며, 304L의 경우 진변형률이 0.07에서 절반으로 감소함을 보였다. 또한 4K 조건에서 316LN이 304L에 비해 항복강도 및 연신율이 높게 나타남을 보고하였다. 304L과 316LN이 비슷한 인장 거동을 보이다 온도가 초저온으로 갈수록 304L의 경우 2차 경화가 발생하는 반면 316LN은 2차 경화가 발생하지 않음을 유추할 수 있다.
Fig. 11
Stress-strain curves for three different testing temperatures T= 4K, 77K and 300K (a) 304L (b) 316LN45)
조선 분야의 구조물 또는 제품의 신뢰성/내구성을 비교하기 위하여 파괴인성 값은 매우 중요한 인자로 거론되며, 동일한 재료 또는 용접부에서 온도, 치수, 부하속도에 따라 결과값의 영향을 많이 받는다. 다양한 시험법 중 절차가 간편한 샤르피 충격시험은 소재의 충격 인성 도출을 통해 용접부 파괴 인성 평가를 갈음하여 많이 사용되고 있다46,47). 특히, LNG 탱크제작에 사용되는 소재 및 용접부의 경우, 초저온 용접부 충격 인성 평가를 위한 규격 온도가 77K로 제안되어 있기 때문에 RT~77K 구간의 충격 인성 특성에 대한 연구가 다양하게 수행(샤르피 충격시험, CTOD 시험과의 비교, LNG선에 적용 가능한 소재, 초저온용 밸브 및 배관과 관련된 용접부 평가 등)되었다. Fig. 12은 308L 소재에 GTAW 공법을 사용한 용접부의 부위에 따라 흡수 에너지 값을 보여주며, 실험 온도가 낮아짐에 따라 흡수 에너지 값이 감소함을 보여주는 그래프이다. J.H. Kim 등48) 에 따르면 모재 및 용접부 모두 223K~77K 구간에서 급격히 흡수 에너지 값이 감소함을 보고하였다. 특히, 300K 대비 77K 조건에서 모재, 열영향부 및 용접부의 충격 에너지가 각 47.2%, 44.74%, 38.6% 낮아지는 경향을 보인다.
20~77K 온도구간에서 308L 와이어를 이용한 용접부의 샤르피 충격시험한 결과를 Fig. 13에 나타내었다. 각각의 온도에 따라 충격시험 결과 값이 약 170~ 350 J이 도출됨을 보고하였다. 또한 샤르피 충격시험을 이용해 도출한 충격강도 값은 초저온분위기, 즉 온도에 대하여 큰 영향이 없다고 보고하였다49). 하지만 앞선 Fig. 12에서 77K와 4K의 파괴인성 비교한 결과를 통해 온도에 대한 파괴인성 변화는 발생하므로 현재 수행중인 샤르피 충격 시험 방법은 초저온 분위기에서 타격 전까지의 시험편 온도 변화 및 앤빌과의 타격 시 시험편의 국부적인 변형으로 인한 온도 상승 등 몇몇 인자에 대한 제어가 어렵기 때문에 명확하게 77K 이하 온도와 기계적 물성(충격값)의 상관관계를 규명하기 어렵다50). 이를 보완하기 위해 ISO 12135, ISO 15653 및 ASTM E1820 규격을 참조한 파괴인성 시험을 통해 탄/소성 파괴인성(JIC) 값을 구하는 것을 권장한다.
Fig. 13
Graph showing V-charpy impact test results and the lateral expansion as a function of temperature from 20K to 298K for ASS 30451)
현재까지 지상용 액화수소탱크 관련된 표준은 제정되어 있으나(ISO 13985:2006 Liquid hydrogen Land Vehicle fuel tanks), 논의중인 선박용 액화수소 저장탱크와 관련된 International Organization for Stan- dardization(ISO) 규격의 경우 ISO/AWI 2341 (Ships and marine technology Test procedures for liquid hydrogen valve of hydrogen ships), ISO/DIS 11326(Ships and marine technology Test procedures for liquid hydrogen storage tank of hydrogen ships) 등이 있다. 하지만, 초저온 온도(4K)에서의 용접부 기계적 거동분석과 관련된 규격 수립이 미흡하기 때문에 여러 가지 시험방법에 대한 연구를 통해 적합한 기준이 필요한 실정이다.
4. 결 론
초저온용 ASS 모재에 대한 특징에 대해 조사하였고, ASS에 적합한 용접법에 대해 알아보았다. 이로 인해 발생할 수 있는 기계적 물성 및 미세조직에 대해 전반적인 연구 결과를 소개하였다. 그 결론은 아래와 같다.
1) 수소 취화 및 기계적 물성을 고려하였을 때 액화수소탱크 제작에 적합한 ASS는 탄소 함유량이0.03wt% 이하인 304L, 316L이다. 초저온 환경에서 DBTT가 발생하지 않고, 수소 취화에 강한 소재(Ni 혹은 Mn으로 인한)이기 때문이다. 하지만 δ-페라이트로 인해 용접부의 수소 취화 가능성이 존재하므로 액화수소 환경 적용 시에 따른 추가 연구가 필요하다.
2) ASS 304, 316에 많이 사용되는 용접공법은 GTAW이며, 적절한 입열량과 낮은 비산현상 발생으로 인해 준수한 용접부를 얻을 수 있기 때문이다. 두꺼운 용재일 경우 레이저-아크 하이브리드 용접을 적용하여 필요한 물성확보를 통해 액화수소탱크 제작 시 고효율 및 경제적인 용접 기법 확보가 가능하다.
3) ASS 용접부의 미세조직은 γ-오스테나이트, δ-페라이트가 관찰될 수 있으며, 초저온(20K) 환경에서 응력이 가해질 때 γ-오스테나이트는 ɑ-마르텐사이트로 무확산 변태가 발생할 수 있다. 이것은 기계적 물성 변화에 영향을 줄 수 있다. ASS는 LNG 추진 선박에 적합한 소재로 사용되었던 만큼, 초저온 분위기에서 요구되는 기계적 물성 결과를 보여준다. 하지만, 액화수소탱크 적용을 위한 시험 방법 및 기준은 논의 중에 있으며, 용접부 물성 평가에 대한 추가 연구가 필요하다.
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