3.1 미세조직

그림 3은 OM을 이용하여 관찰한 장시간 사용된 블레이드의 미세조직이다. 에칭조건은 20 ml의 질산(HNO₃)과 80 ml의 염산(HCl)을 혼합한 용액을 사용하였다. 미세조직은 시편의 하중방향을 y축으로 설정하여 x축과 y축 단면을 관찰하였다. x축 단면을 살펴보면 주조 후 냉각을 통해 발생되는 dendrite가 관찰되었으며 y축 단면에서는 일방향으로 응고된 형상을 관찰되었다.

Fig. 3.

OM images showing microstructure of the used blade.

그림 4는 SEM을 이용하여 관찰한 운전하지 않은 신재와 장시간 사용된 블레이드의 미세조직이다. 신재에서는 입방형의 감마프라임상이 규칙적으로 배열되어 있으며, 크기는 약 0.5 μm이다. 또한 EDS 검사 결과 Ta와 Ti함량이 높은 MC탄화물, 공정상(eutectic phase)과 2차 감마프라임상이 관찰되었다. 2차 감마프라임상이 관찰되는 것으로 보아 시효(Aging) 열처리를 시행한 재질로 판단된다. 장시간 사용된 블레이드 소재에서는 감마프라임상이 약 0.9 μm의 크기로 조대화되었으며, 둥근형상으로 변화되었다. 2차 감마상의 경우에도 신재와 비교하여 조대화된 것을 확인할 수 있다. 또한 감마프라임상이 서로 연결되어 길게 성장된 레프팅(rafting) 조직이 관찰되었다. 이러한 레프팅 현상은 냉각공기가 지나가는 냉각공 주변에서는 잘 관찰되지 않으며 온도와 응력의 영향을 많이 받는 블레이드의 표면에서 관찰된다.

Fig. 4.

SEM images showing γ′ particles and MC carbide.

본 연구의 시편은 냉각공 주변의 시편을 채취하여 제작되어 양성호 외 4명의 논문에서 보고된 GTD-111의 미세조직에 비해 다소 적게 관찰된다 [1].

장시간 사용된 블레이드 시편의 중심부에서는 Ta와 Ti함량이 높은 MC탄화물이 발견되는 반면에 시편의 가장자리쪽으로 갈수록 MC탄화물과 감마기지가 결합된 M₂₃C₆ 탄화물이 관찰되었다. EDS 검사 결과 M₂₃C₆ 탄화물의 주성분인 Cr성분이 많이 나타났다. 장시간 사용된 블레이드는 신재와 비교하여 판상 형태의 TCP(Topological closed packed) phase가 관찰되며 이는 석출물과 기지조직의 계면의 결합력을 감소시켜 고온 성질을 저하시키는 특성을 나타낸다 [8].

3.2 피로수명동안의 응력변화 및 이력곡선

그림 5는 운전하지 않은 신재의 온도에 따른 피로수명동안의 응력변화이며, 그림 6은 장시간 사용된 블레이드 소재의 온도에 따른 피로수명동안의 응력변화를 나타낸 것이다. 운전하지 않은 신재와 장시간 사용된 블레이드는 해당 온도에서 유사한 반복 거동을 보인다. 760 °C 조건에서는 피로 초기에 경화현상이 발생하고 정상상태를 유지하였다. 반면에 870 °C의 경우에는 초기에 연화현상을 보이다 정상 상태를 유지한다. 이러한 피로에 따른 반복 거동의 원인은 전위와 밀접한 관계가 있다. 경화거동은 전위 증식이나, 전위-전위의 상호 작용, 전위-석출물의 상호작용으로 인해 발생되며, 연화거동은 높은 온도나 긴 유지시간등의 이유로 전위회복으로 인해 발생한다 [9].

Fig. 5.

Stress range - 2N_f response curves of the new material at various temperature.

Fig. 6.

Stress range - 2N_f response curves of the used blade at various temperature.

전 변형률에 대한 피로수명은 전 변형률과 온도가 증가함에 따라 수명이 감소한다. 또한, 신재와 장시간 사용된 블레이드 소재를 동일 조건하의 피로수명으로 비교해보면, 870 °C에 비해 760 °C의 조건에서 더 큰 피로수명의 차이를 보인다. 이 원인은 온도에 따른 미세조직의 열화에 따른 손상도로 제시할 수 있으며, 3.3절에서 더 자세히 다루도록 하겠다.

그림 7은 운전하지 않은 신재의 온도에 따른 히스테리시스루프이며, 그림 8은 장시간 사용된 블레이드 소재의 온도에 따른 히스테리시스루프를 나타낸 것이다. 760 °C의 온도조건에서는 두 소재 모두 히스테리시스 루프의 내부 면적인 소산에너지가 작은 것을 확인할 수 있다. 소산에너지는 소성변형으로 인해 소실되는 에너지를 말한다. 따라서 히스테리시스 루프의 면적으로 통해 소성변형의 정도를 파악 할 수 있으며, 소성변형량은 그 값이 감소함에 따라 피로수명은 증가한다 [10].

Fig. 7.

Hysteresis loops at various temperatures of the new material.

Fig. 8.

Hysteresis loops at various temperatures of the used blade.

870 °C의 온도조건에서는 두 소재에서 유사한 경향을 보이며, 초기 입력 파형으로 인한 크리프의 효과를 확인할 수 있다. 크리프의 효과는 y축과 평행하게 나타나는 부분을 말하여, 온도가 증가함에 따라 크리프의 효과가 확연하게 나타나며, 소산에너지의 증가에 기인하고 있음을 확인할 수 있다. 따라서 앞서 제시한 바와 같이 온도가 증가함에 따라 크리프의 효과 등으로 인한 소성변형량이 증가하기 때문에 피로수명은 870 °C에 비해 760 °C의 온도조건에서 더 길다.

3.3 저주기 피로수명평가

피로수명은 Coffin-Manson 방법을 사용하였으며, 그 식은 다음과 같다.

Coffin-Manson 식은 파단수명의 반주기에서 전변형률, 탄성변형률, 소성변형률이 사용된다. 그림 9는 온도에 따라 운전하지 않은 신재와 장시간 운전한 블레이드 소재에 대한 파단수명에서의 전변형률, 탄성변형률, 소성변형률을 나타낸 것이다. Coffin-Manson 방법은 시험을 통해 얻어진 결과값을 log-log scale로 피팅하여, 그래프를 얻은 뒤 회귀 분석을 통해 산출하였다. 이렇게 얻어진 탄성변형률의 그래프와 소성변형률의 그래프의 수식을 더해서 전 변형률에 대한 수명예측식을 도출하였다. 여기서 탄성변형률과 소성변형률이 동일한 값을 가질 때의 수명을 천이수명이라 한다. 그림 9를 살펴보면, 760 °C와 870 °C에서의 천이수명(그래프가 교차하는 점에서의 피로수명)이 매우 작은 것을 확인할 수 있으며, 이는 피로수명동안 상대적으로 탄성변형률이 더 큰 수명폭을 지배한다 [11].

Fig. 9.

Comparison of the strain amplitude between the new material and the used blade according to Coffin-Manson method.

Coffin-Manson 방법을 이용하여 도출한 수식은 표 3에 제시하였으며, 그림 10은 도출한 수식을 이용하여 예측한 수명과 실제 측정 수명을 비교하여 도시한 것이다. 피로수명을 평가한 결과 적절한 오차 범위에서 예측식이 일치하는 하는 것을 확인할 수 있다.

Table 3.

Equations calculated by Coffin-Manson formula.

Fig. 10.

Predicted life versus measured life of the new material and the used blade at various temperatures.

장시간 사용됨에 따른 열화의 손상도는 각 소재의 다양한 변형률에서의 잔여 수명으로 평가할 수 있으며, 다음의 식을 통해 도출하였다.

그림 11은 열화에 따른 손상도를 나타낸 것이다. 여기서 제시한 손상도의 의미는 신재와 장시간 사용된 소재의 피로수명의 차이를 의미하며, 손상도의 크기가 작을수록 신재와 장시간 사용된 소재의 피로수명 차이가 작음을 의미한다. 피로 수명 시험 결과로 온도는 760 °C에서 870 °C로 증가함에 따라 피로수명은 감소하지만 760 °C에서의 손상도는 0.49, 870 °C에서의 손상도는 0.14로 신재와 장시간 사용된 소재의 피로수명의 차이는 감소한다. 따라서 열화에 대한 손상도는 온도가 증가함에 따라 감소되며 이는 760 °C에 비해 870 °C에서 열화에 의한 피로 수명의 차이가 작음을 의미한다. 실제 균열이 있는 경우에는 균열의 성장 및 냉각과 가열로 인한 온도 구배에 다른 변형률과 응력이 고려되어야 한다. 그러나 위의 수식을 통한 손상도 평가는 가스터빈의 블레이드에 이미 존재하는 균열을 무시한 가정이며, 손상도 평가는 저주기 피로시험에 대한 미세구조 및 석출물의 효과만 고려한 것이다 [12].

Fig. 11.

Calculation of the actual damage D of the used materials by linear regression analysis.

3.4 피로 파단면 분석

그림 12는 SEM을 이용하여 관찰한 시편의 하중방향 절단면이다. 니켈기 초내열합금의 경우 980 °C 이하의 온도에서 MC탄화물은 열처리 혹은 운전 중 서서히 분해하여 탄소를 만들어 내며 blocky 탄화물과 그 주의를 둘러 싼 감마프라임 상을 형성한다. 시편의 파면을 살펴보면 초기의 균열은 소재에서 석출된 탄화물을 따라 시작되며 균열이 진전되며 균열 주위를 따라 탄화물이 관찰된다 [13]. 또한, 일반적으로 감마프라임상은 니켈기 초내열합금의 강화기구이고 감마프라임상의 조대화는 강도를 저하시킨다. 따라서 운전하지 않은 신재에 비해 장시간 사용된 소재의 균열이 쉽게 진전되었으며 이는 피로수명의 차이로 확인할 수 있다. 그림 13은 운전하지 않은 신재의 파단면이며, 그림 14는 장시간 사용된 블레이드 소재의 파단면이다. 그림에서 붉은색 점선은 고온 피로 시험 중 산화가 된 부분의 유무를 나누어 표시해 놓은 것이다. 그림에서 표시된 Ⅰ의 위치는 균열이 시작된 지점을 나타낸 것이며 이는 초기균열이 탄화물에서 시작되고 있음을 확인할 수 있다. ESD분석 결과 탄화물의 성분이 검출되었으며

Fig. 12.

SEM micrographs showing crack initiation at surface of GTD-111 DS from metallurgical view of total strain amplitude 1.8% at 870 °C.

Fig. 13.

Fatigue fractographs of the new material for various strain amplitudes at elevated temperatures. (I : crack initiation, II : crack propagation)

Fig. 14.

Fatigue fractographs of the used blade for various strain amplitudes at elevated temperatures. (I : crack initiation, II : crack propagation)

그림에서 표시된 II 위치는 균열이 진전되는 영역을 나타낸 것이며, 다수의 2차 균열을 확인할 수 있다. 여기서, 가스터빈 블레이드의 소재로 사용되는 GTD-111의 경우에는 Hastalloy X와 같은 니켈기 초내열합금과 달리 소성변형이 적어 스트라이에이션이 명확히 관찰되지 않았다 [14].