STS304H Tube는 기존의 STS304 (18Cr-8Ni) 소재에 고온강도를 향상시키기 위해 탄소(Carbon) 양을 증가시켜 개량화한 소재이다. 시험에 사용된 304H Tube의 규격은 직경 63.5 mm, 두께 5.5 mm이다. 또한, 분광분석기를 통한 시험대상 튜브의 화학 조성 분석 결과는 Table 1과 같으며, 미국 기계 학회(ASME) Code에서 요구하는 304H Tube의 화학성분 기준을 만족함을 알 수 있다. 304H 튜브의 기계적 물성은 Table 2와 같다.

Fig. 1은 시험대상 튜브의 미세조직 사진으로 신재 Fig. 1(a)의 경우 탄소, 크롬과 같은 성분이 입내에 고용되어 결정입계(Grain-Boundary)에는 석출물이 생성되지 않은 상태이다. 반면 사용재 Fig. 1(b)는 304H 소재가 500 - 900°C의 온도범위에 장기간 노출 시 석출되는 것으로 알려져 있는 크롬 탄화물(Cr₂₃C₆)이 결정입계를 중심으로 쇄상(Chain-Like) 형태로 석출된 것이 확인되고, 시그마 상(Sigma Phase)도 일부 관찰되나, 크리프 기공(Creep Cavity)은 확인되지 않았다.^4,5

Fig. 1 
Microstructure conditions of test piece

경도시험은 신재와 사용재를 대상으로 크리프 파단 시험 전과 후로 구분하여, Micro-Vickers Hardness Tester (Shimazu社, Load 300 g)를 이용하여 측정하였다.

크리프 파단시험은 분동을 이용하여 직접 하중을 가하는 Dead Weight Type크리프 시험기를 적용하였다. 크리프 파단시편의 크기는 ASTM E-8의 규정과 시험대상 튜브의 두께를 고려하여, Fig. 2와 같이 외경(D) 4.0 mm 형태의 시편을 적용하였다.⁶ 시편 수량은 각 시편 당 4개씩(신재 1, 사용재 3) 총 16개를 가공하였고, 인가응력은 사용재 튜브에 작용한 응력(18 MPa)을 적용하여야 하나, 파단기준 시간인 1,000 hr을 고려할 때 얻어진 시험온도가 304H의 내산화 온도(816°C)를 초과하는 문제가 있어, Fig. 3의 크리프 강도곡선을 참고하여 파단기준 시간 안에 내산화 문제없이 파단이 발생될 수 있도록 응력과 온도조건을 90 MPa, 700°C으로 선정하였다.

Fig. 2 
Specimens and testers of creep rupture test

Fig. 3 
Stress versus time to rupture for type 304H tube⁷

Tanaka 등은 304H 스테인레스 강을 대상으로 650°C의 온도조건 하에서 3가지 응력조건(177 MPa, 118 MPa, 61 MPa)으로 크리프 파단시험을 수행하는 과정 중에 일정한 크리프 수명 소비단계 별로 경도시험을 수행하여 경화거동을 통한 수명진단 기술을 제시하였다.

그 결과는 Fig. 4와 같으며, 높은 응력이 부가될수록 경도상승(경화)이 급격하게 발생됨을 확인할 수 있다. 하지만, 응력이 가장 낮은 조건인 61 MPa의 경우는 응력이 부과되지 않은 열적노화(Thermal Aging) 조건과 비교할 때, 크리프 파단 시험의 전체 과정에 걸쳐 유사한 경도 변화 추세를 확인할 수 있다.

Fig. 4 
Vickers hardness during creep as functions of (a) time, (b) normalized time t/tr at 650°C

크리프 파단시험 전에 신재와 사용재 튜브의 경도시험 결과는 Table 3과 같다. 결과에 따르면 사용재 튜브의 평균 경도는 171 Hv로써 신재 튜브 평균 경도인 158 Hv보다 13 - 15Hv 정도 증가된 상태임을 알 수 있다.

신재 대비 사용재 튜브의 경도 상승 분인 13 - 15 Hv를 Tanaka의 연구결과에 적용한 결과는 Fig. 4(b)의 별표와 같으며, 이는 약 13% 정도의 크리프 수명이 소비된 것으로 판단된다.

크리프 파단시험(90 MPa, 700°C 조건)이 종료된 시편을 대상으로 응력이 부과된 게이지(Gauge) 부위와 그립(Grip) 부위 간에 경도 차이를 확인하고자, 사용재 #3 시편을 대상으로 그립 부위부터 게이지 부위까지의 전 길이를 1 mm 간격으로 경도를 측정하였다. 측정결과는 Fig. 5와 같으며, 응력이 부과된 게이지 부위에 근접할수록 경도가 증가하는 현상을 확인할 수 있다. 응력이 부과된 게이지 부위의 경도 값은 약 220 Hv로 650°C 온도 조건에서 Tanaka 등이 수행한 시험결과 값 보다는 다소 높으나, 크리프 변형이 발생된 게이지 부위의 유사한 경도 값의 증가추세를 확인할 수 있다.

Fig. 5 
Vickers hardness trend after creep rupture tests

Fig. 6은 크리프 파단시험 후 그립 부위와 게이지 부위의 미세조직 사진이다. Fig. 6(b)는 응력이 부가된 게이지 부위의 미세조직으로, 작용응력의 방향을 따라 입자(Grain)의 연신된(Elongated) 상태가 확인되며, 크리프 파괴 형태는 일반적으로 높은 응력이 작용했을 때 나타나는 쐐기형태 균열(Wedge Type Cracking)이 관찰된다.

Fig. 6 
Microstructure conditions after creep rupture test

크리프 파단시험 결과는 Fig. 7과 같다. 금속재료 고유의 재질 불균일성 등에 기인하여 파단시간의 편차가 심해 통상적인 수준을 벗어난 사용재 #3-2와 사용재 #2-2의 결과는 파단시간 산정자료에서 제외하였다.

Fig. 7 
Results of creep rupture tests

사용재를 대상으로 한 수명평가는 개별 시험편의 국부적인 열화상태에 관한 평가가 아니라, 전체 사용재 시편의 열화상태를 판단하는 것을 목적으로 하기 때문에 사용재 튜브의 파단시간은 전체 12개 시편의 평균 파단시간으로 신재의 파단시간과 비교하였다. 그에 따라, 신재와 사용재 튜브의 평균 파단시간은 각각 802 hr, 707 hr이다.

크리프 평균 파단시간 결과를 금속재료의 수명평가에 널리 사용하는 Larson Miller Parameter에 적용하면, 식(1), 식(2)와 같이 표현된다.

상기(1), (2) 식을 t₁에 대하여 정리하면, 식(3)과 같다.

여기서 σ_e는 사용응력(kg/mm²), T_e는 등가사용 온도(°C)이며, t₀, t₁은 사용응력에서의 신재와 사용재 튜브의 파단시간을 의미한다. t는 사용재 튜브의 사용시간(96,000 hr)이며, LM₀과 LM₁는 사용 응력 σ_e에서의 신재와 사용재 튜브의 LMP 값이다.

크리프 파단시험 조건인 90 MPa, 700°C에서 얻어진 신재와 사용재의 파단시간(t₀ = 707 hr, t₁ = 802 hr) 결과를 식(1), 식(2)에 대입하면, 신재와 사용재 튜브의 LMP 값을 구할 수 있으며, 그 결과는 LM_o = 13,910, LM₁ = 13,856이다.

실제 사용재 튜브의 사용조건인 18 MPa, 650°C에서의 LM₀, LM₁ 값은, 크리프 파단시험을 통해 계산된 LMP 결과를 Fig. 8의 NRIM (National Research Institute for Metals)에서 작성한 304H Tube의 크리프 마스터 곡선에 적용하여 외삽법(Extrapolation Method)를 통해 추정할 수 있다. 실제 사용조건에서의 LM₀, LM₁의 추정결과는 각 각 16,200, 16,147이며, 이를 식(3)에 대입하면, t₁은 679,200 hr임을 알 수 있다.

Fig. 8 
Extrapolation results of LMP by NRIM 304H tube master curve at 18 MPa⁸

사용재 튜브의 실제 사용조건에서 현재까지의 운전시간과 파단시간의 합은 신재 튜브의 파단시간이 된다. 수명 소비율은 현재 까지의 운전시간을 신재 튜브의 파단시간으로 나누어 계산되며 그 결과 약 12%이다. 이러한 해석적 수명평가 결과는 3.1절의 경도 법에 의한 수명평가 결과와 거의 일치함을 알 수 있다.