1. 서 론
전 세계 에너지 소비량이 증가함에 따라 소형 모듈형 원자로(Small Modular Reactor, SMR)가 차세대 원자력 발전 기술로 주목받고 있다. 2025년 국제에너지기구(International Energy Agency, IEA)의 발표자료에 따르면1), SMR 글로벌 설치 용량은 2030년 1.5 GW에서 2035년 17.6 GW, 2040년 50.7 GW로 빠른 성장을 보일 것으로 전망된다. SMR은 기존 대형 원전과 비교하여 경제성, 안전성, 유연성 측면에서 많은 장점을 제공하며, 특히 설치와 운용 과정에서 비용 절감 및 빠른 건설이 가능하다는 점에서 주목받고 있다. SMR 개발의 핵심은 기존 대형 원자력발전 주기기의 소형화 및 제작기간 단축이며 이에 따라 SMR 구조용 소재의 경우 기존 단조강 대비 동일한 두께에서 더 높은 기계적 성질 및 내식성은 물론 높은 용접성과 가공성을 요구한다. 이러한 배경에서 고강도 내식 성질이 확보된 고질소 고망간 오스테나이트계 스테인리스강이 SMR 구조용 내열소재로 고려되고 있으며, 그 중 XM-19 스테인리스 강은 중성자 취화에 대한 내성이 뛰어나 주요 후보소재로 검토되고 있다2-9).
하지만 XM-19 스테인리스 강을 이용한 압력용기 제작을 위해서는 면밀한 아크 용접성의 검토가 필요하나, 이에 대해서는 검토가 부족한 실정이다. 현재까지 XM-19에 대한 연구는 대부분 모재의 응력부식균열(Stress corrosion cracking)에 관한 내용이며7-10), 오스테나이트계 내열소재의 다층 용접 시 고온균열 발생이 다수 보고되는 만큼11-16) 용접부 건전성 확보를 위해서는 적절한 용접방법의 탐색과 최적 용가재의 선정 등 체계적인 검토가 필요하다.
XM-19 스테인리스 강은 크롬/니켈 당량비(Creq/Nieq)가 낮아 상온에서 오스테나이트상(Austenitic phase)를 가지며, 용융풀(Molten pool)이 응고 시 초정 오스테나이트상이 가장 먼저 나타난다. 이 경우 용접금속은 고온에서 응고균열 발생에 취약한 것으로 알려져 있다.
이러한 문제를 완화시키기 위해 F(Ferrite)모드, FA(Ferrite-Austenite)모드와 같이 초정 페라이트상(Ferritic phase)으로 응고가 되도록 적절한 용접방법과 용가재, 그리고 용접 입열량이 선택되어야 한다. 이러한 응고 모드는 오스테나이트 단일상 응고에 비해 응고균열에 대한 저항성을 향상시킬 수 있는 것으로 알려져 있으며14), XM-19 합금의 용접 건전성을 확보하기 위해서는 F모드와 FA모드를 각각 유도할 수 있는 용접방법과 용가재를 적용하여 용접성을 종합적으로 평가할 필요가 있다. F모드에 비해 응고균열에 대한 저항성이 우수한 FA모드 용가재만을 검토하는 것으로도 충분할 수 있으나 본 연구에서는 XM-19 합금이 다양한 용가재 및 응고 모드에 대해 안정적인 용접성을 확보할 수 있는지를 평가하는 데 목적이 있으며, 이에 따라 상대적으로 균열에 취약한 것으로 알려진 F모드 용가재를 우선 적용하여 용접성을 검토하였다. F모드 용가재 적용 시에도 용접부의 건전성이 확보된다면, 이후 적용될 FA모드 용가재는 충분한 용접부 건전성을 가질 것으로 기대할 수 있다.
따라서 본 연구에서는 우선 F모드 응고를 가지는 312계(ER312, E312) 상용 용가재로 가스텅스텐아크용접법(Gas Tungsten Arc Welding, GTAW)과 피복아크용접법(Shielded Metal Arc Welding, SMAW)을 적용하여 XM-19 소재 다층 아크 용접부의 인장강도와 충격흡수에너지 등의 기계적 성질을 평가하고, SMR 구조용 소재로서 허용 최소 기준을 초과하는지 여부를 확인하였다. 또한, 미세조직 분석을 통해 용가재가 용접부의 기계적 성질에 미치는 영향을 규명하였다.
2. 사용소재 및 실험방법
2.1 사용소재
본 연구에서 사용된 모재는 오스테나이트계 스테인리스강인 XM-19(UNS S20910)으로 150×900×38 mm 크기 시험편 2개에 대하여 맞대기 V-그루브를 사용하였으며 용접 시험편 후면에 XM-19 백킹제를 부착 후 용접을 수행하였다. 그루브 각도는 40°, root gap의 길이는 15 mm이며 시험편의 대략적인 모식도는 Fig. 1(a)에 나타내었다. 용가재로는 312계(ER312, E312) 상용 용가재를 선정하였으며 사용소재의 화학성분 및 페라이트 넘버(Ferrite Number, FN)는 Table 1에 나타내었다. GTAW의 경우 지름 2.4 mm의 ER312 용가재를 사용하였으며, SMAW의 경우 지름 4.0 mm의 E312 피복아크용접봉을 사용하였다.
Fig. 1
Schematic description of (a) the XM-19 base metal and (b) the sampling location of the test specimen
Table 1
Chemical composition(mass%) and ferrite number(FN) of materials used
| Materials | Fe | Cr | Ni | C | Mn | Si | Mo | N | Cu | FN |
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| XM-19 | Bal. | 20.87 | 12.29 | 0.05 | 5.02 | 0.309 | 2.12 | 0.34 | - | - |
| ER312 | Bal. | 30.4 | 9.0 | 0.10 | 1.9 | 0.35 | 0.13 | 0.06 | 0.10 | 75 |
| E312 | Bal. | 28.8 | 9.5 | 0.11 | 1.5 | 0.72 | 0.10 | - | 0.12 | 58 |
2.2 실험방법
본 실험에서는 ASME B&PV(American Society of Mechanical Engineers Boiler and Pressure Vessel) Code, Section IX19)에 따라 XM-19 모재에 대해 Manual-GTAW 및 SMAW를 적용하여 절차검증을 위한 용접을 진행하였다. GTAW 용접부는 약 120패스, SMAW 용접부는 약 70패스에 걸쳐 V-그루브 용접을 수행하였으며 적용된 용접 조건은 Table 2에 제시하였다. 수동 용접의 특성상 용접 속도, 아크 전류, 아크 전압 등의 조건은 고정값이 아닌 범위로 기재하였다. 용접된 시험편으로부터 20×38×320 mm 크기의 인장시험편, 10×10×55 mm 크기의 충격시험편과 미세조직시험편이 채취되었으며 시험편 채취위치는 Fig. 1(b)에 나타내었다. 충격시험편은 용접부, 열영향부(Heat Affected Zone, HAZ), 모재 각각 별도로 채취되었으며 인장시험은 각 2회, 충격시험은 용접부, HAZ, 모재 각 6회씩 수행되었다. 기계적 물성 평가는 AWS(American Welding Society) B4.020)에 의거하여 진행되었으며 인장강도 및 충격흡수에너지의 허용 최소 기준치는 ASME B&PV(American Society of Mechanical Engineers Boiler and Pressure Vessel) Code, Section IX19) 및 Section III NB21)에 따라 각각 690 MPa과 약 4.4 °C에서 68 J로 설정하여 초과 여부를 평가하였다. 용접금속의 미세조직 시험편은 용접진행방향의 수직방향으로 채취한 뒤 연마하여 Glyceregia(HNO3 10ml + HCl 20ml + Glycerol 30ml)로 에칭하였으며 분석에는 광학현미경(Optical Microscopy, OM, OPTIPHOT, Nikon) 및 주사전자현미경(Scanning Electron Microscope, SEM, JSM-IT800SHL, JEOL), 후방산란전자 회절패턴분석기(Electron Backscatter Diffraction, EBSD, Velocity Super, EDAX)를 사용하였다. 또한 이미지 분석 및 처리 소프트웨어(ImageJ)를 통해 각 미세조직의 상분율을 계산하였다.
Table 2
Welding parameters for GTAW and SMAW
3. 실험결과 및 고찰
3.1 312계 용가재 적용에 따른 XM-19 용접부 미세조직
3.1.1 XM-19 용접부의 응고모드 및 상분율
Table 3은 Fig. 2와 Fig. 3을 통해 예측된 모재 및 용가재의 상분율과 응고모드 결과이다. Fig. 3과 Table 3에서 알 수 있듯 312계 용가재는 F 응고모드(L→L+δ→δ→δ+γ)를 가지는데, 이 경우 용접부의 응고가 시작됨에 따라 초기에는 BCC구조의 δ-페라이트 상이 형성되며 이후 응고 후기 단계에서 일부 δ-페라이트 상이 FCC의 오스테나이트 상으로 전이되며 최종적으로 δ-페라이트와 오스테나이트 이상조직을 가지게 된다. 이때 Fig. 2의 Schaeffler diagram을 이용하면 용가재의 화학조성을 통해 δ-페라이트와 오스테나이트의 분율을 정량적으로 유추할 수 있다. 본 실험에서 사용된 두 용가재의 경우, GTAW에 사용된 ER312는 약 50%의 오스테나이트, 50%의 δ-페라이트 분율을, SMAW에 사용된 E312은 약 62%의 오스테나이트, 38%의 δ-페라이트 분율을 가지는 것으로 확인된다.
Table 3
Solidification modes and phase fractions for welding materials used
| Solidification mode | Phase fraction | ||
|---|---|---|---|
| Austenite | δ-Ferrite | ||
| XM-19 | . | 96% | 4% |
| ER312 | F mode | 50% | 50% |
| E312 | F mode | 62% | 38% |
Fig. 4는 XM-19 용접부 미세조직 광학현미경 분석위치 및 분석결과이며 (a)는 ER312 용가재로 GTAW 용접법을 적용 시, (b)는 E312 피복아크용접봉으로 SMAW 용접법을 적용한 결과를 나타낸다. 두 조건 모두 δ-페라이트 기지조직과 입계의 오스테나이트 조직이 혼합되어 있는 것을 확인할 수 있으며 E312을 적용한 경우 상대적으로 오스테나이트 분율이 더 높은 것을 확인할 수 있다. 정확한 상분율 측정을 위해 동일한 GTAW 용접부에 대해 EBSD 분석을 진행하였으며 결과를 Fig. 5에 나타내었다. 분석 결과 모재와 ER312가 적용된 용접부에 대하여 Table 3의 예측된 상분율과 거의 일치하는 것을 확인할 수 있다. 또한, 이미지 분석 및 처리 소프트웨어인 ImageJ를 통해서도 해당 용접부의 상분율 분석을 추가로 진행하였으며, EBSD 결과와 큰 차이가 없음을 확인하였다. 이에 따라 SMAW공정을 적용한 용접부 상분율 분석도 ImageJ를 이용해 수행하였으며, 그 결과를 Fig. 6에 제시하였다.
Fig. 5
Phase fraction measurement of GTAW weld using EBSD, (a) XM-19 base metal, (b) weld metal with ER312
GTAW공정 및 ER312용가재, SMAW공정 및 E312용가재의 두 조건 모두 상분율이 Table 3의 예측 상분율 값과 일치하며 오스테나이트와 δ-페라이트의 이상조직을 형성하는 것으로 확인되었다.
3.1.2 용접부의 응고균열 거동
XM-19 용접부의 미세조직 분석 결과 용가재가 적용된 용접부에서 다량의 응고균열이 확인되었으며 이를 Fig. 7에 나타내었다. GTAW가 적용된 용접부(Fig. 7(a))와 SMAW이 적용된 용접부(Fig. 7(b)) 모두 다량의 응고균열이 발생하였으며 용접 공정에 따른 응고균열 거동 차이는 확인되지 않았다.
Fig. 7
OM images showing hot cracking behavior depending on the welding process, (a) GTAW with ER312, (b) SMAW with E312
본 실험에서 사용된 ER312의 페라이트 넘버는 75, E312의 페라이트 넘버는 58로 높은 편이며 두 용가재의 응고모드는 F모드이다. F모드 응고의 경우 일반적으로 많이 사용되는 오스테나이트계 스테인리스강 용가재의 응고모드인 FA모드에 비해 응고균열에 취약한 것으로 알려져 있다. 이는 응고 최종 단계의 F모드에서 형성되는 페라이트-페라이트 경계가 FA모드에서 형성되는 페라이트-오스테나이트 경계에 비해 매우 평탄하며 액상 필름에 대한 젖음성(wettability)이 더 좋기 때문이다22). 이러한 응고균열은 용접부의 기계적 성질을 저하시키며 해당 용가재의 적합성을 저해하는 요인으로 평가될 수 있다.
3.2 312계 용가재 적용에 따른 XM-19 용접부 기계적 성질
3.2.1 용접부 인장강도
Table 4는 XM-19 용접부의 인장시험 결과를 나타내며 용가재별 2회 측정한 인장강도의 평균값과 허용 최소 기준치를 Fig. 8에 그래프로 정리하였다. ASME B&PV Code, Section IX에 따른 용접부의 인장강도 허용 최소 기준치는 690 MPa로 두 조건 모두 인장강도 측면에서는 요구한 기계적 물성을 달성한 것으로 확인되었다. 또한 Fig. 9에서 알 수 있듯 인장강도가 더 낮은 GTAW 용접부에서 용접부 파단이 발생하였으며 SMAW 용접부에서는 용접부 경계에서 파단이 발생하였다. 이는 XM-19 소재의 용접 구조물에서 전체적인 기계적 성질은 용접부의 물성에 의해 결정됨을 의미하며 적절한 용가재 선택이 전체 용접 구조물의 성능에 있어 중요한 요소임을 시사한다.
Table 4
Tensile test results according to welding process and welding materials
| Welding material | Tensile strength (MPa) | Location of fracture | |
|---|---|---|---|
| ER312 | #1 | 789 | Weld metal |
| #2 | 770 | Weld metal | |
| E312 | #1 | 819 | Weld interface |
| #2 | 815 | Weld interface | |
312계 용가재 적용에 따른 XM-19 용접부의 파단 거동에 대해 자세히 고찰하고자 GTAW 공정을 적용한 인장시험편에 대해 파면 SEM 분석을 실시하였다. Fig. 10은 ER312를 적용한 GTAW 용접부 인장시험편의 파면 분석 결과이다. 그림에서 알 수 있듯 대부분의 파면이 취성 혹은 연성과 취성의 복합적인 거동을 보이며(Fig. 10(a), (b)) 이는 3.1.1 절의 미세조직 분석결과를 통해 알 수 있듯 오스테나이트에 비해 취성을 띠는 δ-페라이트의 분율이 높기 때문이다. 또한 파면 곳곳에서 균열이 확인되었으며(Fig. 10(a)) 파면 일부에서 입계파괴 및 액상의 흔적을 확인할 수 있다(Fig. 10(c)). 이는 3.1.2 절에서 다루었던 용접금속 내의 응고균열로 판단되다. 파면에서 다량의 균열 파면이 관찰된바 인장응력이 가해짐에 따라 용접부 내 응고균열에서 파단이 시작된 것으로 판단되며 인장강도에 부정적인 영향을 끼친 것으로 사료된다.
3.2.2 용접부 충격흡수에너지
Fig. 11은 각 용가재와 영역에 따른 XM-19 용접부의 충격흡수에너지와 허용 최소 기준치를 그래프로 나타낸 것이다. 용접공정에 관계없이 모재에서 HAZ, 용접부로 갈수록 충격흡수에너지가 감소하는 경향이 확인되었으며, 특히 용접금속의 충격흡수에너지가 급격히 감소한 것을 확인할 수 있다. ASME B&PV Code, Section III NB21)에 따른 용접부의 충격흡수에너지 허용 최소 기준치는 약 4.4 °C에서 68 J이지만 312계 용가재가 적용된 용접금속에서 충격흡수에너지는 약 28 J 수준으로 요구하는 기계적 성질에 미치지 못하였다. 이는 취성의 δ-페라이트 분율이 높음과 동시에 용접금속에서 발생한 응고균열이 충격흡수에너지를 감소시킨 것으로 판단된다. 용접열영향부(HAZ)의 충격흡수에너지가 모재에 비해 낮은 이유는 다층 용접 간 작용한 열 사이클에 의해 결정립 조대화가 발생하며 인성을 저하시키고 균열전파를 더 쉽게 만든 것으로 추정된다. 용접부의 충격흡수에너지가 현저히 낮은 것에 대한 추가적인 고찰을 위해 GTAW가 적용된 시험편에 대해 파면 분석을 실시하였으며 그 결과를 Fig. 12에 나타내었다. 인장시험편과 마찬가지로 대부분의 파면에서 취성 혹은 연성과 취성의 복합적인 거동의 파면이 관찰되었으며(Fig. 12(a), (b)) 응고균열의 흔적인 입계파괴 및 액상의 흔적 또한 확인되었다(Fig. 12(b), (c)). 이러한 응고균열은 XM-19 용접부의 인장강도에는 큰 영향을 미치지 않았으나 충격시험 시에는 집중된 응력에 의해 균열이 빠르게 전파되면서 충격흡수에너지를 급격히 감소시키는 역할을 한 것으로 판단된다.
4. 결 론
본 연구에서는 SMR 구조용 소재로서 XM-19의 기초 용접성 평가를 위해 최적의 아크용접방법과 용접재료 선정을 목표로, 우선 312계 스테인리스강 용접재료가 XM-19 용접부 미세조직 및 기계적 성질에 미치는 영향을 체계적으로 평가하였다. 본 논문의 결론을 아래와 같이 요약한다.
1) 용가재의 화학성분에 따른 미세조직 상분율 및 응고모드가 XM-19 용접부의 기계적 성질을 결정하는 주요 인자인 것으로 고찰되었다. 모재의 높은 오스테나이트 분율에 비해 312계 용접금속의 미세조직인 용접부는 상대적으로 높은 δ-페라이트 상분율을 가졌으며 취성조직의 형태와 특징을 나타냈다.
-
2) 312계 용가재가 적용된 용접금속에서 다수의 응고균열이 발견되었으며, 이러한 응고균열은 인장응력에서는 큰 영향이 없었으나 충격시험 시에는 짧은 시간 집중된 응력과 취성의 미세조직이 균열을 빠르게 전파시켜 충격흡수에너지를 급격히 감소시키는 요인으로 작용한 것으로 판단되었다. 그 결과 인장강도는 Code 허용 최소 기준치를 초과하였으나 충격흡수에너지는 Code 허용 최소 기준치에 미치지 못하였다.
따라서, 응고균열민감도 및 충격흡수에너지 관점에서 보았을 때, SMR 구조용 XM-19 용접부의 용가재로서 312계 용가재는 부적합하다고 판단되며 최적 용가재 선정을 위해서는 응고균열민감도가 보다 낮은 것으로 알려진 FA모드 응고 특성을 가지도록 Creq/Nieq 비가 약 1.5-1.9 수준에 해당하는 용가재로의 재검토가 필요하다고 사료된다.
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