SA508 Gr.3 및 SA508 Gr.4N 원자로 압력용기용 저합금강의 특성 비교 · 2010. 3. 2. · Gr.4N Ni-Mo-Cr계 저합금강의 적용을 고려할 수 있다. SA508 Gr.4N

KAERI/TR-3965/2009 기술보고서

SA508 Gr.3 및 SA508 Gr.4N 원자로

압력용기용 저합금강의 특성 비교

Comparison of SA508 Gr.3 and SA508 Gr.4N Low Alloy Steels

for Reactor Pressure Vessel Steel

한국원자력연구원

제 출 문

한국원자력연구원장 귀하

본 보고서를 “SA508 Gr.3 및 SA508 Gr.4N 저합금강의 특성 비교” 에 관한

기술보고서로 제출합니다.

2009 년 12 월 일

주 저 자 : 김 민 철

공 저 자 : 이 봉 상

- i -

요 약 문

차세대 상용원전에서 요구하는 높은 강도를 확보하기 위해서 ASME 규격의

SA508 내에서 현재 사용되고 있는 Gr. 3 Mn-Mo-Ni계 저합금강보다 강도가 우수한

Gr.4N Ni-Mo-Cr계 저합금강의 적용을 고려할 수 있다. SA508 Gr.4N Ni-Mo-Cr계

저합금강은 높은 Ni과 Cr 함량으로 인하여 경화능이 향상되고, 이로인해 최종 미세

조직이 템퍼드 마르텐사이트 조직을 갖는다. 따라서 기존 템퍼드 베이나이트 조직

을 갖는 SA508 Gr.3 Mn-Mo-Ni계 저합금강보다 우수한 강도와 인성을 가지고 있

다. 이로 인해 Ni-Mo-Cr계 저합금강은 차세대 상용 원자로에서도 Mn-Mo-Ni계 저

합금강에 비해 더 많은 안전운전의 여유를 확보할 수 있다. 본 연구에서는 SA508

Gr.3 Mn-Mo-Ni계 저합금강과 SA508 Gr.4N Ni-Mo-Cr계 저합금강의 미세조직과 기

계적 특성을 체계적으로 비교 평가하였으며, 기계적 특성 향상 원인에 대하여 고찰

하였다. 열역학 계산 결과, Ni 함량이 증가된 Ni-Mo-Cr계 저합금강(KL4) 경우, 오

스테나이트 안정화 효과로 인해 상온에서도 오스테나이트상이 존재하는 것으로 나

타났다. 또한 템퍼링 온도에서 Cr계 석출물인 M23C6와 M7C3가 안정상으로 나타난

반면, Mn-Mo-Ni계 저합금강에서는 세멘타이트와 Mo계 탄화물인 M2C가 안정한 것

으로 나타났다. Mn-Mo-Ni계 저합금강(KL3)은 래스경계에서 조대한 세멘타이트를

석출하는 상부 베이나이트 조직을 나타내었고, KL4는 래스경계 및 내부에 모두 작

고 균일한 형태의 석출거동을 보이는 하부 베이나이트/템퍼드 마르텐사이트 복합조

직을 나타내었다. 이러한 석출물 분포의 차이는 Ni 및 Cr 첨가에 따른 경화능의 향

상으로 조직이 변화한 것에 기인하며, 두 모델합금에서 나타난 석출물 종류의 변화

는 주로 Cr첨가량의 변화에 의한 것으로 평가되었다. Mn-Mo-Ni계 저합금강(KL3)에

비해 Ni-Mo-Cr계 저합금강(KL4)이 강도와 인성 모두 월등히 우수한 특성을 나타내

었다. KL4의 강도 향상은 합금원소 첨가량 변화에 따른 고용강화 효과와 조직의 변

화에 의한 결정립미세화 효과에 기인한 것으로 생각된다. 천이특성 향상의 원인은

Ni 첨가량 증가에 의한 인성 개선효과와 Cr 첨가량 증가에 의한 석출거동의 변화

가 복합적으로 작용한 것으로 판단된다.

- ii -

목 차

제 1 장 서 론 ·················································································································· 1

제 2 장 문헌 배경 ·········································································································· 2

2.1. 원자로 압력용기용 저합금강의 개발역사 ··················································· 2

2.2. SA508 Gr.3와 SA508 Gr.4N 저합금강 특성비교 ······································ 2

2.3. 조사취화 특성에 미치는 합금원소 영향 ····················································· 4

제 3 장 실험방법 ············································································································ 6

3.1. 소재 ····················································································································· 6

3.2. 열역학 계산 ······································································································· 6

3.3. 미세조직 관찰 ··································································································· 6

3.4. 기계적 물성 평가 ····························································································· 7

제 4 장 결과 및 고찰 ······························································································· 12

4.1. 열역학적 안정상 평가 ··················································································· 12

4.2. 미세조직 비교 ································································································· 14

4.3. 기계적 특성 비교 ··························································································· 27

제 5 장 결론 ················································································································ 39

참고문헌 ·························································································································· 40

APPENDIX ····················································································································· 42

A: Charpy impact data and fracture appearance

B: Tensile data and Stress-strain curve

C: Fracture toughness data(Master curve method)

- 1 -

제 1 장 서 론

SA508 Gr.3 Mn-Mo-Ni 저합금강은 현재 원자로 압력용기, 가압기, 증기발생기 등

의 대형 구조물에 사용되고 있는 강으로써, 고온, 고압의 가동 환경에서 견딜 수 있

는 강도와 인성이 요구된다. 또한 원자로 가동중 내부에서 방출되는 고속의 중성자

에 의해 상부흡수에너지가 감소하고, 연성-취성 천이온도가 상승하는 중성자 조사

취화에 대한 높은 저항성이 요구된다. 특히, 중성자 조사 취화는 원자로 압력용기

강의 안전성과 수명을 결정하므로, 안전운전 여유를 충분히 확보하기 위해서는 파

괴인성이 높은 소재를 사용하여야 한다. 또한 앞으로의 상용원전에서는 가동효율을

높이기 위해 원자로를 대형화, 장수명화 하는 방향으로 계획되고 있다. 이렇게 대형

화된 원자로의 압력용기에 기존 소재인 Mn-Mo-Ni계 저합금강을 적용할 경우, 충분

한 강도 확보를 위해서 압력용기의 두께가 비례적으로 증가하게 되므로, 그에 따른

제작상의 어려움, 용접성, 경제성 등의 문제가 발생하게 된다. 따라서 이러한 문제

를 해결하기 위해 Mn-Mo-Ni계 저합금강보다 우수한 강도와 인성을 갖는 새로운

소재의 적용이 요구되고 있다.

차세대 상용원전에서 요구하는 높은 강도를 확보하기 위해서 ASME 규격의

SA508 내에서 현재 사용되고 있는 Gr. 3 Mn-Mo-Ni계 저합금강보다 강도가 우수한

Gr.4N Ni-Mo-Cr계 저합금강의 적용을 고려할 수 있다. SA508 Gr.4N Ni-Mo-Cr계

저합금강은 높은 Ni과 Cr 함량으로 인하여 경화능이 향상되고, 이로인해 최종 미세

조직이 템퍼드 마르텐사이트 조직을 갖는다. 따라서 기존 템퍼드 베이나이트 조직

을 갖는 SA508 Gr.3 Mn-Mo-Ni계 저합금강보다 우수한 강도와 인성을 가지고 있

다. 이로 인해 Ni-Mo-Cr계 저합금강은 차세대 상용 원자로에서도 Mn-Mo-Ni계 저

합금강에 비해 더 많은 안전운전의 여유를 확보할 수 있다. 그러나 상용원전 적용

을 위해 필수적인 중성자 조사취화 특성의 평가 등이 일부 진행되고 있을 뿐, 아직

까지 SA508 Gr.4N Ni-Mo-Cr계 저합금강에 대한 연구결과는 미흡한 실정이다.

본 연구에서는 SA508 Gr.3 Mn-Mo-Ni계 저합금강과 SA508 Gr.4N Ni-Mo-Cr계

저합금강의 미세조직과 기계적 특성을 체계적으로 비교 평가하였으며, 기계적 특성

향상 원인에 대하여 고찰하였다. 먼저, 각 저합금강에서의 열역학적 안정상 변화를

계산하고, 이를 실제 미세조직 관찰결과와 비교함으로써 합금원소 첨가량의 변화에

따라 나타나는 미세조직의 변화에 대하여 고찰하였다. 또한 각 저합금강에 대한 인

장시험과 충격시험을 수행하여, 기계적 특성 차이를 평가하였으며, 이러한 차이가

발생하는 원인을 미세조직 관점에서 고찰하였다.

- 3 -

제 2 장 연구 배경

2.1. 원자로 압력용기용 저합금강의 개발역사

그림 2.1에 원자로 압력용기용 강재의 개발 역사를 요약하여 도시하였다. 원자로

압력용기용 강은 압연강(plates)과 단조강(forgings)으로 나누어져 개발되어 왔다[1].

압연재료의 경우, 초기에 사용되었던 C-Mn계 A212B강은 보일러용으로사용 실적이

양호해서 압력용기로 채택되었으나 낮은 강도로 인하여 고강도강을 필요로 하게 되

었고, Mo에 의해 강도 향상이 이루어진 Mn-Mo계 A302B 압연재가 개발되었다. 원

전용기의 안정성을 확보로 인해 더 두꺼운 소재가 요구되었고, 이를 위해 경화능

향상이 필요로 되어 Ni을 추가한 Ni-Mn-Mo계 modified A302B 강재가 개발되어

향상된 경화능으로 인해 보다 균일한 특성을 얻을 수 있게 되었다. 이후 A302B는

A533 class A로, modified A302B는 Ni 함량에 따라 A533 class B(Ni : 0.4～0.7

wt.%)와 A533 class C(Ni : 0.7～1.0 wt.%)로 독립적인 규정으로 바뀌었다. 이중

A533B는 German 20MnMoNi55강과 조성적으로 거의 동일하다. 단조재 역시 이와

비슷한 과정으로 개발되어 왔는데, 초기에는modified A302B가 Al-탈산, 대기 주조

(air-cast) 상태로 사용되었다. 그러나 Ni이 인성은 증가시켰지만, Ni, Mn, Al이 어

우러져 수소균열의 가능성(hydrogen flaking susceptibility)를 증가시켰고, 그 외에

도 Al 탈산으로 인한 청정성의 문제를 야기하여 단조재로는 적당치 않은 것으로 판

명이 났다. 그 이후에 강도, 파괴인성, 용접성 등은 modified A302B와 비슷한 수준

으로 수소균열에 강한 강종으로 Mn을 줄이고 경화능 감소를 보완하기 위해 Cr을

0.35 wt.% 첨가한 Si 탈산강, modified A336 강종이 개발되었다. modified A336강

은 이후 A508 cl.2로 개칭되었다. A508 Gr.2강은 언더클래드 균열(underclad

cracking)에 취약한 단점이 있어, Cr을 줄인 A508 Gr.3강으로 대체되었다. 이후 용

해공정 및 용접기술의 발전, Ni의 중성자 조사 취화 저항성 확보 등으로 인해 Cr과

Ni이 대폭 첨가된 A508 Gr.4N 강종이 개발되었다. 표 2.1에 지금까지 개발, 사용되

어 온 원자로 압력용기용 강재들의 조성을 나타내었다.

2.2. SA508 Gr.3와 SA508 Gr.4N 저합금강 특성비교

원자로 압력용기강은 균질화처리, 템퍼링, 오스테나이트화(수냉). 템퍼링의 열처리

과정을 걸치게 되는데, 압력용기는 두께가 20～30cm에 달하는 대형 구조물로써 두

- 4 -

께 효과로 인해 수냉을 하더라도 구조물 내부의 냉각속도는 느려지게 된다.

Mn-Mo-Ni계 SA508 Gr.3강은 압력용기의 전형적인 열처리를 거치고 나면, 대부분

의 영역이 페라이트 래스 사이에 세멘타이트 밀집층이 존재하는 상부 베이나이트

조직으로 변태된다. 최근에는 원자로 압력용기의 사용 중 안정성을 확보하기 위해

서 점차적으로 두꺼워지기 때문에 경화능 보완을 위하여 Ni과 Cr 함량을 대폭 증

가시켜 경화능을 향상시킨 Ni-Mo-Cr계 SA508 Gr.4 강종을 개발하였다. 이 강종은

열처리 후, 향상된 경화능으로 인하여 대부분의 영역이 하부 베이나이트와 마르텐

사이트 복합조직으로 변태된다. 이로 인해 SA508 Gr.4강의 강도, 인성 특성이

SA508 Gr.3강보다 월등히 향상되었다. 원자로 압력용기의 크기를 고려할 때, 기계

적 특성 개선을 위해서는 냉각속도 제어 등의 열처리 과정의 변화는 한계가 있으

며, 기존의 제조 조건 하에서 합금원소의 조절을 통한 미세조직의 변화로 기계적

특성을 변화시키는 것이 현실적인 방안으로 판단된다.

원자로 압력용기강은 오랜 기간에 걸쳐 사용되어야 하므로 압력용기강의 화학조

성은 요구되는 기계적 특성, 즉 우수한 강도-인성 조합, 용접성, 중성자 조사 취화

특성 등에 의해 결정된다. 표 2.2에 SA508 Gr.3 강재의 ASME 규정 조성과 물성을

나타내었다. 탄소량은 강도 확보와 동시에 인성과 용접성을 위해서 0.15～0.210

wt.%의 범위에서 첨가하도록 규정되어 있다. Mn과 Ni은 경화능을 향상시키고 고용

강화 효과를 위해 각각 1.2～1.5 wt.%와 0.4～1.0 wt.%의 범위로 첨가되고 있다. 특

히 Ni은 인성의 손실없이 강도를 향상시킬 수 있는 원소이며, 중성자 조사 취화와

관련하여 첨가의 상한이 1.0 wt.%로 규정되어 있다. Mo은 미세한 M2C의 석출을

통해 강도를 크게 향상시킬 수 있으나 첨가량을 증가시킬 경우 인성과 용접성에 악

영향을 끼칠 수 있기 때문에, 그 첨가범위가 0.45～0.6 wt.%로 설정되어 있다. Cr은

언더클래드 균열을 유발하는 원소로 알려져 있어 0.25 wt.%로 대체적 작은 함량이

상한으로 제한되어 있다. 비록, SA505 Gr.3강의 조성이 원전용 강재로써 장시간에

걸쳐 얻어진 결과를 토대로 마련되고 규정된 것이지만, 그 규정 시기가 이미 오래

전이며, 그동안 조성의 상/하한을 규정한 많은 요인들이 제강기술, 용접기술의 발전

과 관련분야의 연구 결과를 통해 수정될 여지가 있다. 그래서 최근에는 Ni과 Cr의

함량이 대폭 첨가된 SA508 Gr.4 강종이 차세대 원자로 압력용기용 강으로 평가되

고 있다. SA508 Gr.4강은 원자로 압력용기의 안전성 확보를 위해 더 두꺼운 소재가

요구되고 있는 상황에서 두께로 인한 냉각속도의 감소로 인해 발생할 수 있는 미세

조직의 변화를 보완하기 위해서 Ni과 Cr의 함량을 각각 최고 3.9 wt.%와 2.0 wt.%

까지 증가시킴으로써 향상된 경화능을 확보하였다. Ni과 Cr의 함량을 이렇게까지

증가시킬 수 있는데는 Ni의 중성자 조사 취화에 대한 계속적인 연구결과 축적과 용

- 5 -

접기술 등의 발달에 기인한다. 표 2.2에 SA508 Gr.4 강재의 ASME 규정 조성과 물

성을 나타내었다.

표 1과 2에 나타낸 SA508 Gr.3와 SA508 Gr.4 강재의 물성규정으로부터 알 수 있

듯이 최근 제조되는 원자로 압력용기는 규정 이상의 강도를 가지며, 샤피충격특성,

특히 연성취성 천이온도에 초점을 맞추어 최대한 천이온도를 낮추고자 하는 노력이

계속되고 있다.

2.3. 조사취화 특성에 미치는 합금원소 영향

원자로 압력용기용 강의 미세조직과 기계적 특성들은 가동 중 중성자 조사에 의

해 변화된다. 중성자 조사 취화란 중성자 조사에 의해 연성취성 천이온도가 증가하

고, 상부 흡수 에너지가 감소하며, 경도와 강도치가 증가하는 현상을 말한다. 중성

자 조사 취화는 화학적 조성, 중성자 조사량, 조사 온도, 응력상태, 환경적인 요인가

을 복합작용 등에 의해 영향을 받으며, 전위루프 형성 및 미세공공의 형성, 탄화물,

질화물 등의 석출물 형성, P나 S 등의 불순물의 집합체 형성 등의 기구에 의해 조

사 취화가 유발되는 것으로 알려져 있다[3-11]. 이러한 중성자 조사 취화 저항성을

개선하기 위하여 합금원소의 조절과 미세조직 제어를 통한 연구가 시도되고 있다.

중성자 조사 취화는 Cu 함량에 일차적으로 비례하며[3, 6. 8], 중성자 조사로 인해

촉진된 Cu 석출물, Cu의 입계편석, 미세공공 등의 결함과 Cu 용질원자와의 결합

등의 원인으로 조사취화를 유발하는 것으로 알려져 있다. 이외에도 Co, S, P 등의

불순물 및 Mn, Ni 등도 조사취화를 유발하는 것으로 알려져 있으며[3, 5], 특히 P는

중성자 조사로 인한 입계편석으로 인해 그 악영향이 두드러지는 것으로 알려져 있

다. 그러나 아직까지 Ni의 중성자 조사 취화에 미치는 영향은 정립되지 않고 있다.

기존의 연구 결과에서 Ni은 단독적인 취화를 일으키기보다 Cu 원자와 상호상승작

용을 일으키는 것으로 알려져 있으며, Cu의 첨가량을 제한함으로써 Ni의 영향을

배제할 수 있다고 보고되고 있다[12, 13].

또한 현재 국내외 원자로 압력용기로 널리 쓰이고 있는 Mn-Mo-Ni 계 SA508

Gr.3 강은 베이나이틱 페라이트와 래스와 래스 간의 세멘타이트 밀집층이 존재하는

템퍼드 베이나이트 조직으로써 기존의 연구 결과 에 의하면 래스 사이에 분포하는

막대형태의 세멘타이트가 주된 취화요인으로 알려져 있다[14, 15]. 탄소 첨가량을 낮

추고 Mo 첨가량을 늘려 막대형태의 조대한 세멘타이트를 미세한 M2C 탄화물로 대

체시키는 방법을 통해 세멘타이트의 분율을 낮춤으로써 강도의 저하없이 인성을 향

상시킬 수 있는 것으로 알려져 있다[14, 16].

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Tensile

strength(MPa)

Yield

strength(MPa)

Elongation

(% min.)

Reduction

of area(% min.)

S A 5 0 8 G r . 3 550～725 345 18 38

S A 5 0 8 G r . 4 620～795 485 20 48

C M n P S S i N i C r M o V

S A 5 0 8

G r . 3

0 .2 5

m a x

1 .2 0

- 1 .5 0

0 .0 2 5

m a x

0 .0 2 5

m z x

0 .1 5

- 0 .4 0

0 .4 0

- 1 .0 0

0 .2 5

m a x

0 .4 5

- 0 .6 0

0 .0 5

m a x

S A 5 0 8

G r . 4

0 .2 3

m a x

0 .2 0

- 0 .4 0

0 .0 2 0

m a x

0 .0 2 0

m a x

0 .1 5

- 0 .4 0

2 .8

- 3 .9

1 .5

- 2 .0 0

0 .4 0

- 0 .6 0

0 .0 3

m a x

Table 2.1 ASME specification of low alloy steels used for nuclear pressure

vessels and specified mechanical properties.

(wt.%)

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제 3 장 실험방법

3.1. 소재

본 실험에 사용된 재료는 ASME CODE에서 제시하는 원자로 압력용기용 저합금

강 SA508 Gr.3 조성에 맞춘 model alloy KL3와 SA 508 Gr.4 조성에 맞춘 model

alloy KL4와 Ni의 조사취화 효과를 관찰하기 위한 model alloy KL4Ni이다. KL4Ni

의 경우는 Gr,4 조성에서 Ni 양을 Gr.3에 맞춘 성분으로 제조하였다. 이 세 종류의

모델 합금의 화학조성을 표 3.1에 제시하였다. 각각의 모델합금을 50kg의 coupon제

조 후 최종두께 35mm가 되도록 3회에 걸쳐 압연하여 준비하였다.

현재 사용되는 원자로 압력용기강의 품질 열처리 절차는 균질화처리, 템퍼링, 오

스테나이트화(수냉), 템퍼링, 용접후열처리(PWHT : post weld heat treatment)로 이

루어져 있다. 모델합금의 경우 1100℃에서 균질화 열처리 후 PWHT를 제외한 품질

열처리를 하였다. 자세한 열처리 조건을 표 3.2에 나타내었다.

3.2. 열역학 계산

본 연구에서의 열역학 계산은 해당 합금계 각 상에 대해 Gibbs energy 표현을 위

한 용액 모델을 설정하고, 수식화된 열역학 parameter를 계산에 이용하는

CALPHAD법[17]을 기초로 하고 있다. 본 연구에서는 모델합금들을 Fe-C-Mn

-P-S-Si-Ni-Cr-Mo-V-Cu의 11원계 합금계로 가정하였다. 각 상의 열역학 모델은

Hillert 등에 의한 sublattice 모델[18,19]을 이용하여 정의하였고, 열역학 계산은

minimum-of-Gibbs-energy criterion[20]을 기초로 하는 ThermoCalc Program을 이용

하여 수행하였다. 본 연구에서는 이러한 방법의 열역학 계산을 각 모델합금에 대해

수행해 봄으로써 합금 조성에 따른 안정상의 변화를 고찰하고, 특히 석출물 형성거

동에 대한 예측하고 실제 미세조직 관찰 결과와 비교․평가하고자 하였다.

3.3. 미세조직 관찰

본 연구에서는 열처리 과정 중 오스테나이트화(퀜칭)까지 수행한 시편과 마지막

템퍼링까지 수행한 두 가지 시편의 미세조직을 비교하여 관찰하였다. 광학현미경

(OM), 주사전자현미경(SEM) 및 투과전자현미경(TEM)을 이용하여 미세조직을 관찰

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하였다. OM과 SEM 관찰용 시편은 3% nital 용액을 에칭액으로 사용하였다. 실험에

사용된 광학현미경은 OLYMPUS PMG 3이며, 주사전자현미경은 JEOL JSM 5200을

이용하여 가속전압 20kV로 측정하였다. 석출물의 형상과 분포를 관찰하기 위해 탄

소추출복제(carbon extraction replica)법을 이용하였으며, 연마 후 준비된 시편을 3%

nital을 이용하여 부식 후 탄소를 증착하고, 10% HCl과 90% methanol 혼합액을 이

용하여 탄소막을 분리하여 준비하였다. 또한 기지조직을 관찰하기 위한 박막시편

(thin foil)은 80～90㎛까지 연마 후 지름 3mm의 disk 형태로 제작하여, 10%

perchloric acid + 90% methanol 혼합액 속에서 -45℃의 온도, 20V의 전압으로 jet

thinning하여 준비하였다. 준비된 시편은 가속전압 200kV의 JEOL 2000FX TEM을

이용하여 관찰하였다.

충격시험과 3점 굽힘시험 후 각 시편의 파면을 JEAL JSM SEM 6300을 이용해

관찰하였으며, 각 시편의 석출물 크기와 유효결정립(effective grain) 크기 등 인성에

미치는 미세조직 적 인자들을 정량화 하였다. 또한 파면 관찰한 SEM 사진을 이용

하여 파단이 일어나기 시작한 initial point를 확인하여 CID(Crack initiation

distance)값을 측정하였다[21]. 결정립 크기는 ASTM E112에 준하여, OM 사진을 이

용하여 선분법(Lineal intercept procedure,Lining)으로 측정하였으며, 석출물 크기

및 형태는 SEM 사진을 이용하여 화상분석기(image analyzer)로 분석하였다. 또한

TEM을 사용하여 결정립계와 입내에 존재하는 탄화물의 성분과 패턴을 분석하였다.

3.4. 기계적 물성 평가

각 시편에 대해 인장시험, 경도시험, 충격시험, 3점 굽힘시험을 하였다. 인장시험

은 그림 3.1(a)에 나타낸 것처럼 봉상 인장시편을 사용하여 MTS 810 유압시험기를

이용하여 -196℃에서 상온에서 6.7×10-4

/s의 strain rate로 실험하였다.

경도시험의 경우 micro vickers hardness tester를 이용하여 상온에서 각 조건 당

10회 시험하여 평균값을 구하였다.

충격시험은 ASTM E23의 표준절차 따라 SATEC SI-1D3 시험기를 이용하여 수행

하였으며, 시편은 그림 3.1(b)에 나타낸 것처럼 표준 Charpy V-노치 시편을 사용하

였다. 시험온도는 -196℃에서 200℃까지 범위에서 실시하였고, 에탄올과 이소펜탄을

냉매로 이용하고 액체질소 간접분사 방식을 사용하여 시험온도 편차를 ±0.5℃ 이내

로 조절하였다. 충격 데이터 분석을 위해 아래의 식을 이용하여 hyperbolic tangent

curve fitting하여 Charpy 충격 천이곡선으로 표현하였고 Charpy index를 구하였다.

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(?)

그림 3.1(c)와 같은 형상의 시편을 가지고 3점 굽힘시험을 한 후 파괴인성을 구하

였다. ASTM E1921의 절차에 따라 MTS 810 유압식시험기를 이용하여 변위제어 방

법으로 시험하였다. 시험온도는 이소펜탄(isopentane)과 액체질소를 이용하여 ±0.5℃

이내로 조절하였다. 3접 굽힘하중을 가하여 하중-변위 선도를 구하고, 불안정 취성

파괴가 발생할 때까지 시편에 가해진 J 적분값(JC)을 결정한 후 다음 식을 이용하여

탄소성 벽개파괴인성치(KJC)로 환산하였다.

⋅ (?)

여기서 온도에 따른 탄성계수 E 값은 아래 실험식을 이용하여 산출하였다.

E = 207200 - 57.09⋅T(℃) (MPa) (?)

파괴인성 천이특성온도인 T0를 결정하기 위해 ASTM에 따라 각 시편별로 여섯

개 이상의 유효한 파괴인성치를 구하고 Weibull 통계처리하였다. 여기서 특성온도

T0는 통계처리에 의해서 구한 파괴인성천이곡선(master curve)에서 인성값(KJC)이

100 MPa√m 일 때의 온도로 정의된다.

- 10 -

Table 3.1 Chemical compositions of the specimens (wt.%).

Specimens C Mn Ni Cr Mo Si Al P S Cu V Fe

KL3 0.23 1.4 0.9 0.15 0.5 0.25 0.01 0.007 0.002 0.03 0.004 Bal.

KL4 Ni 0.20 0.3 0.9 1.8 0.5 0.26 0.007 0.007 0.004 0.03 0.006 Bal.

KL4 0.21 0.3 3.6 1.8 0.5 0.21 0.03 0.007 0.002 0.03 0.004 Bal.

- 11 -

Table 3.2 Heat treatment procedures.

Heat treatment H.R.(℃/min) C.R.(℃/min) Condition(℃/h)

Normaliz ing 30 3～5(furnace) 880℃/8h

Tempering 30 3～5(furnace) 620℃/8h

Austenitiz ing 30 100～120(air) 880℃/6h

Tempering 30 3～5(furnace) 660℃/10h

- 12 -

Fig. 3.1 Geometry of test specimens.

- 13 -

제 4 장. 결과 및 고찰

본 연구에서는 현재 원자로 압력용기로 널리 사용되고 있는 Mn-Ni-Mo 계 SA508

Gr.3 저합금강과 Ni, Cr의 함량을 증가시켜 인성을 향상시킨 Ni-Mo-Cr 계 SA508

Gr.4 저합금강의 미세조직 특성을 확인해보았다. SA508 Gr.3 의 강재와 조성이 비

슷한 기준 모델합금 KL3에서 Ni, Cr의 함량을 증가시킨 SA508 Gr.4는 KL4, 중성자

조사 취화에 대하여 Ni 함량의 효과를 보기 위하여 KL4의 조성에서 Ni 함량을 줄

인 모델합금을 KL4Ni이라 표시하였다.

4.1. 열역학적 안정상 평가

각 모델합금의 온도에 따른 안정상을 평가하기 위해, 열역학 계산을 수행하였다.

그림 4.1에서 KL3의 경우 tempering 하였을 때 안정상인 Cementite와 ksi

carbide(Fe2MoC)가 주로 석출되는 것으로 계산되고, 이후 온도가 내려감에 따라 ksi

carbide는 Mo계 탄화물인 M2C로 대체되는 것을 확인할 수 있었다. 그러나 M23C6

는 석출되지 않는 것으로 계산되었다. KL4의 경우에는 tempering 이후 나오는 석출

물이 모두 Cr계 탄화물인 M23C6와 M7C3이었으며 Cementite와 Mo계 탄화물인 M2C

는 불안정한 것으로 계산되었다. KL4에 비해 Ni함량이 감소한 KL4-Ni의 경우,

tempering 온도인 600℃ 부근에서는 KL3에 비해 높아진 Cr 함량으로 인하여 Cr계

탄화물인 M23C6와 M7C3 석출물이 나타났으며, 낮은 온도 영역에서는 세멘타이트가

형성되었다. 세멘타이트와 Ferrite 형성 온도는 KL4가 KL3에 비해 약 50℃정도 낮

은 것으로 계산되었으며, 이는 Ni 첨가에 의한 Austenite 안정화효과에 기인한 것으

로 생각된다.

열역학 계산결과 ferrite 형성 온도인 750~800℃ 부근에서 KL4의 austenite 영역이

KL3에 비해 증가하는 것을 알 수 있다. 일반적으로 Ni은 강에 고용되어 오스테나

이트 안정화 효과를 나타내는 원소로 알려져 있고, 이러한 효과 때문에 Ni 함량이

증가함에 따라 austenite의 안정성이 증가하는 것으로 생각된다. 이러한 austenite

안정화 효과는 austenitizing 열처리 이후 냉각 과정에서 ferrite의 변태를 일부 억제

하여, martensite분율을 증가하는 것에 기인할 것으로 판단된다. 따라서 이후 나타

난 미세조직 관찰에서, KL3 보다 KL4의 조직이 더 미세한 tempered martensite로

나타난 것은, Ni, Cr의 첨가효과로 인한 경화능의 향상과 더불어 이러한 Ni의

austenite 안정화 효과가 같이 작용하는 것으로 사료된다.

- 14 -

(a)

10-5

10-4

.001

.01

.1

1

BPW

(*)

200 400 600 800 1000 1200 1400 1600

TEMPERATURE_CELSIUS

1

2

1 1

3

4

1

3

4

31

2

4

1

2

4

1

2

4

1

5

2

4

5

6

2

4

1

5

6

2

(b)

Fig. 4.1 Calculation result of the steels : (a) KL3 (b) KL4

- 15 -

4.2. 미세조직 비교

세 가지 모델합금의 퀜칭 후 미세조직 차이를 확인하기 위하여, 오스테나이트화

(퀜칭) 열처리 후의 미세조직과 템퍼링 후의 미세조직을 광학현미경과 SEM을 이용

하여 관찰하였다. 그림 4.2에 KL3, KL4, KL4Ni의 퀜칭 후 미세조직을 광학현미경을

이용하여 관찰한 결과를 나타내었다. KL3 는 잘 발달된 래스와 래스를 따라 석출이

존재하는 전형적인 상부 베이나이트를 나타내었다. KL4Ni의 경우 증가된 Cr 함량

으로 인해, 경화능이 향상되어 약간의 마르텐사이트가 분포하나 KL3에서와 같이 베

이나이트 조직의 분율이 더 많은 것으로 관찰되었다. 이에 반해, KL4는 대부분 마

르텐사이트 조직을 나타내었다. 그림 4.3에는 템퍼링 후의 미세조직을 나타내었다.

기존의 연구에서도 확인되었듯이 KL3는 템퍼드 상부 베이나이트 조직을 나타내었

으며 래스와 래스 사이에 막대형태의 조대한 석출물이 존재하였다. 이러한 래스 간

세멘타이트 층은 베이나이트 변태 시, 베이나이틱 페라이트 래스로부터 방출된 탄

소원자의 집적에 의하여 형성되어진다. KL4에 비하여 Ni 함량을 감소시킨 KL4Ni의

경우, 전체적인 조직은 KL3와 유사하나 결정립 및 탄화물이 좀 더 미세해진 것으로

보였다. KL3 보다 Ni의 함량이 약 4배, Cr의 함량이 10배정도 증가한 KL4는 대부

분의 조직이 템퍼드 마르텐사이트/하부 베이나이트의 복합조직을 나타내었고, KL3

와 KL4Ni에 비해 결정립 및 탄화물의 크기가 미세해졌다. 모델합금 간의 결정립

크기를 비교해보기 위하여 prior austenite 결정립 크기를 측정한 결과 KL3는 68.3

㎛, KL4Ni는 52.3㎛, KL4는 21.8㎛ 로 Ni, Cr 함량이 크게 증가한 KL4의 경우 결정

립 크기가 현저하게 감소하였다.

그림 4.4에 퀜칭 후의 조직을 주사전자현미경을 이용하여 관찰한 결과를 나타내

었다. 광학현미경 사진에서 확인한 바와 같이 KL3의 경우, 대부분 베이나이트 조직

을 나타내었고, KL4Ni는 대부분 베이나이트 조직을 나타내었으나 결정립계등에서

일부 마르텐사이트 조직이 관찰되었다. KL4는 Ni, Cr 함량의 증가로 인해 KL3 보

다 경화능이 향상되어 하부 베이나이트/마르텐사이트 복합조직을 나타내었다. 템퍼

링 후의 조직을 SEM으로 관찰하여 그림 4.5에 나타내었다. KL3 의 경우 결정립과

래스, 래스경계, 팩킷경계 등에서 막대형상의 조대한 탄화물이 관찰되었다. 그러나

KL4Ni와 KL4의 경우 결정립계와 내부에 미세한 석출물이 분포되어 있음을 확인

할 수 있었다. 주사전자현미경으로 관찰한 사진을 이용하여 화상분석법(image

analyzer)으로 석출물을 분석한 결과를 그림 4.6, 그림 4.7와 표 4.1에 나타내었다.

KL4Ni와 KL4의 석출물 크기는 0.122, 0.127㎛로 비슷하나, KL3의 석출물 크기 0.16

㎛에 비해 감소하였고, KL3, KL4Ni, KL4 Aspect ratio는 4.95, 2.63, 2.48로 KL3,

- 16 -

KL4Ni, KL4 순으로 감소하는 것을 확인할 수 있었다. 이러한 결과를 통해 합금원

소의 변화에 의해서 KL3에서 관찰된 조대한 막대형태의 석출물이 합금성분이 첨가

된 KL4Ni와 KL4는 구형형태의 미세한 석출물로 변화하는 것을 확인 할 수 있었다.

KL3와 KL4의 탄화물형상을 TEM을 이용하여 관찰한 결과를 그림 4.8과 그림 4.9

에 나타내었다. KL3의 경우, 결정립계와 래스사이에 막대형태의 조대한 세멘타이트

가 존재하였으며, 또한 래스내부에도 조대한 세멘타이트 및 미세한 M2C 석출물이

존재하였다. 그러나 KL3의 열역학 계산 결과에는 나타나지 않은 Cr계 석출물인

M23C6도 실제 조직 관찰에서 일부 확인되었다. 이러한 결과는 기존의 연구에서도

보고되고 있다. 이러한 구상형의 M23C6는 특정 부분에 분포하는 것이 아니라 결정

립 내에 전반적으로 분포를 하는데, M23C6가 불안정함에도 불구하고 석출하는 원인

은 Orthorhombic 결정구조를 갖는 Cementite보다는 FCC 결정구조를 갖는 Cr23C6가

상대적으로 lattice mismatch가 적고, 조성 또한 matrix와 유사하기 때문에 탄소의

확산만으로 핵생성 및 성장을 비교적 쉽게 할 수 있어서 결정립 내부에 석출하게

되는 것으로 추측된다.

석출물 관찰 결과, KL3에 비해 KL4의 경우 상대적으로 석출물의 크기가 작아지

고, lath 경계에서 석출하던 조대한 Cementite가 관찰되지 않았다. 이러한 KL3와

KL4의 석출 거동의 차이는 크게 두 가지 원인으로 고찰할 수 있다. 우선 열역학 계

산결과에서 나타난 것과 같이 KL4에서는 Cementite가 불안정한 상이기 때문에

KL4에서는 Cementite의 석출 대신 Cr계 탄화물인 M7C3와 M23C6가 안정하게 석출

하는 것으로 생각된다. 다음으로 KL4의 미세하고 균일한 석출 거동의 원인은 기지

조직의 영향을 생각할 수 있다. 앞서 관찰한 미세조직 관찰 결과에서 KL4는 KL3에

비해 전체적으로 조직이 미세해진 tempered martensite 조직인 것을 확인하였다.

따라서 KL4의 austenitizig 열처리 이후 냉각 과정에서 생성된 martensite는, 동일한

열처리 과정을 거친 KL3에 비해 상대적으로 조직의 미세화와 함께 많은 핵생성

site 를 함유하고 있기 때문에, tempering 과정에서 martensite가 ferrite로 변태하는

과정에서 조직 내에 미세하고 균일한 석출 거동을 나타내는 것으로 사료된다.

KL3에서 관찰된 Mo계 탄화물인 M2C의 경우, KL4에서는 불안정한 석출물로 계

산되었고, 실제 KL4 관찰 결과에서도 나타나지 않았다. 따라서 M2C는 Cr 함량이

0.15wt%로 낮은 KL3에서는 Cementite와 더불어 안정한 석출 거동을 나타내지만,

Cr 함량이 1.8wt%로 증가한 KL4에서는 Cr계 석출물의 안정화로 인하여 석출하지

않는 것으로 관찰되었다. 탄소복제법을 이용하여 수행한 석출물에 대한 분석결과를

그림 4.10와 그림 4.11에 제시하였다.

- 17 -

(a) (b)

(c) (d)

(e) (f)

Fig. 4.2 Optical micrographs after Austenitizing (Quenching)

(a),(b) KL3, (c),(d) KL4Ni, (e),(f) KL4.

- 18 -

(a) (b)

(c) (d)

(e) (f)

Fig. 4.3 Optical micrographs after Tempering

(a),(b) KL3, (c),(d) KL4Ni, (e),(f) KL4.

- 19 -

(a) (b)

(c) (d)

(e) (f)

Fig. 4.4 SEM micrographs after Austenitizing (Quenching)

(a),(b) KL3, (c),(d) KL4Ni, (e),(f) KL4.

- 20 -

(a) (b)

(c) (d)

(e) (f)

Fig. 4.5 SEM micrographs after Tempering

(a),(b) KL3, (c),(d) KL4Ni, (e),(f) KL4.

- 21 -

1% 5% 10%0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

C

arbi

de s

ize

KL3 KL4Ni KL4

(a)

1% 5% 10%5

10

15

20

25

30

Asp

ect r

atio

KL3 KL4Ni KL4

(b)

Fig. 4.6 Analysis of microstructure factor : (a) carbide size, (b) aspect ratio.

- 22 -

0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.80

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Frac

tion

of c

arbi

de (%

)

Carbide size (µm)

KL3

0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.80

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Frac

tion

of c

arbi

de (%

)

Carbide size (µm)

KL4Ni

0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.80

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Frac

tion

of c

arbi

de (%

)

Carbide size (µm)

KL4

Fig. 4.7 Carbide size distribution of the specimens : (a) KL3, (b) KL4Ni, (c)

KL4.

(a)

(b)

(c)

- 23 -

KL3 KL4 Ni KL4

Grain siz e(㎛ ) 68.3 52.3 21.8

Carbide siz e

1 % 0.729 0.658 0.598

5% 0.522 0.462 0.424

1 0% 0.432 0.376 0.355

Aspect ratio

1 % 25.56 12.59 18.03

5% 17.28 8.37 9.67

1 0% 14.61 6.89 7.43

Table 4.1 Analysis of microstructure factor.

- 24 -

(a)

(b)

Fig. 4.8 Transmission electron micrographs of precipitates of KL3

(a) grain boundary and lath (b) grain boundary and lath

(c) within grain (d) lath boundary.

- 25 -

(a)

(b)

Fig. 4.9 Transmission electron micrographs of precipitates of KL4

(a) grain boundary and lath (b) grain boundary and lath

(c) within grain (d) lath boundary.

- 26 -

(a)

(b)

Fig. 4.10 TEM micrographs of the (a) KL3 and (b) KL4 steels (replica)

- 27 -

(a) (b)

(c) (d)

Fig. 4.11 Diffraction patterns of the precipitates in KL3 and KL4 steels (replica)

(a) Cementite and (b) M23C6 in KL3 steel, (c) M23C6 and (d) M7C3 in KL3 steel

- 28 -

4.3. 기계적 특성 비교

본 연구에서는 모델합금 KL3, KL4Ni, KL4의 기계적 특성을 평가하기 위하여 인

장시험, 충격시험 및 3점 굽힘시험을 수행하였다. 인장시험은 각각의 시편을 한 온

도 당 두개씩 시험하였으며, 그림 4.12에 모델합금들의 인장시험 결과를 나타내었

다. 그림 4.12에서 보면 상온에서 실험 시 KL3 항복강도는 459.7MPa이고, KL4Ni는

515.2MPa, KL4는 581.2로 KL3 보다 각각 55MPa, 121MPa 높아졌다. 또한 인장강도

의 경우에도 KL3는 622.2MPa, KL4Ni는 661.9MPa, KL4는 749.3으로 각각 40MPa,

127MPa 높아진 것을 확인할 수 있었다. 상온의 경우 연신율을 살펴보면, KL4Ni,

KL4는 KL3 보다 각각 0.4%, 1.8%, 저온의 경우 16.8%, 26.6% 높아졌고, 이것으로

특히 저온에서 크게 향상됨을 확인할 수 있었다. 표 4.2의 인장시험 결과에서

ASTM에서 제시하는 SA508 Gr.4의 요구치와 비교해 보았을 때 실험의 경우,

KL4Ni의 연신율은 보다 높았으나 항복강도와 인장강도가 낮게 평가되었고, KL4의

경우는 인장강도도 요구치를 만족하고 연신율도 역시 훨씬 높은 것을 확인할 수 있

었다.

열처리 단계 별 경도 변화를 그림 4.13에 나타내었다. 상온에서 각 시편 당 10회

씩 측정하여 평균값으로 나타내었다. 앞서 미세조직 관찰에서도 알 수 있듯이 퀜칭

후 기지조직이 마르텐사이트인 KL4Ni 와 KL4는 경도가 높았고, 그 중에서도 KL4

은 500Hv 정도로 가장 높은 경도값을 가지는 것을 확인할 수 있었다. 열처리 단계

별 경도는 전체적으로 KL3가 가장 낮았고 KL4Ni, KL4 순으로 높은 경도특성을 나

타내었다.

그림 4.14에 모델합금들의 샤피 충격시험 결과를 나타내었다. 각각의 모델합금들

의 최대 흡수에너지를 비교해보면 KL3는 183.4J, KL4Ni는 229.6J, KL4는 245.8J로

KL3의 충격값보다 각각 46.2J, 62.4J 높아졌다. 모델합금 KL4의 경우, KL3에 비해

Ni과 Cr의 양을 대폭 증가시킴으로써 경화능이 향상되어 템퍼드 상부 베이나이트

조직 대신 템퍼드 마르텐사이트/베이나이트 복합조직을 나타내어 우수한 파괴인성

을 갖게 되었다. 또한 막대형상의 조대한 세멘타이트가 미세한 세멘타이트 및

M23C6로 대체됨으로써 훨씬 우수한 충격특성을 나타내는 것으로 판단되었다. 또한

천이영역에서의 충격특성을 나타내는 충격지수가 KL3 (T41J: 1.1, T68J: 19.1)보다

KL4Ni(T41J: -83.4, T68J: -68.4), KL4 (T41J: -151.7, T68J: -130.4)에서 크게 개선됨을 알 수

있다. 특히 KL4의 경우 KL3와 비교할 때 천이 영역에서의 충격 특성이 매우 우수

함을 알 수 있다. 표 4.3에 충격특성을 나타내는 Charpy 지수를 정리하여 나타내었

다.

- 29 -

ASTM 1921에 따라 피로균열 시편을 이용하여 파괴인성을 평가하였다. 각각의

시편에 대하여 3점 굽힘시험 후, 그림 4.15에 파괴특성곡선(master curve)을 나타내

었다. 모델합금 KL3, KL4Ni, KL4 모두 대부분 유효한계(validity limit)를 잘 만족하

는 것을 확인할 수 있었다. 여기에서, 파괴인성 천이특성 온도인 T0는 온도가 낮을

수록 높은 파괴인성을 의미하며, KL3의 경우 -49℃, KL4Ni는, -100℃, KL4는 -140.

1℃이다. 앞에서 설명한 충격인성과 마찬가지로 KL3에 비해 KL4Ni 와 KL4가 훨씬

우수한 파괴인성을 나타내는 것을 확인할 수 있었다. 그림 4.16은 각 모델합금의 파

면을 관찰한 결과이며, 그림 4.17는 각 파면으로부터 구한 균열개시점까지의 거리를

파괴인성과 함께 도시한 결과이다.

앞서 설명한 바와 같이, 원자로 압력용기용 강재에서 가장 중요시 되고 있는 인

성을 향상시키기 위하여 합금설계한 모델합금 KL4Ni와 KL4는 기존의 Mn-Ni-Mo

계 SA508 Gr. 3와 비슷한 조성을 가지는 모델합금 KL3 보다 훨씬 더 좋은 인장,

충격, 파괴인성 특성을 가진다는 것을 확인할 수 있었다. KL4는 모델합금 KL3에

Ni, Cr의 함량의 대폭 증가시킴으로써 경화능이 향상되어 상부 베이나이트 조직을

마르텐사이트/하부베이나이트 복합조직으로 바뀌고, 조대한 시멘타이트가 미세탄화

물로 대체되었다. 이로 인해 KL4의 기계적 특성이 향상되어 이 세 모델합금 중에서

가장 좋은 특성을 나타내었다.

- 30 -

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.300

100

200

300

400

500

600

700

800 KL3 KL4Ni KL4

FMCG, KAERI

Strain

Stre

ss (M

Pa)

Fig. 4.12 Fracture toughness test results at room temperature.

- 31 -

Table 4.2 Tensile data result.

YS(MPa) UTS(MPa) Elong.(%)

상온

KL3 459.7 622.2 24.4

KL4 Ni 515.2 661.9 24.8

KL4 581.2 749.3 26.2

- 1 9 6℃

KL3 917.2 - 4.3

KL4 Ni 1012.8 1095.9 21.1

KL4 960.8 1151.7 30.9

ASTM spec.(Gr.4 ) 585 725～895 18

- 32 -

Normalizing Tempering Quenching Tempering0

100

200

300

400

500

600FMCG, KAERI

Har

dnes

s (H

v)

Heat treatment

KL3 KL4Ni KL4

Fig. 4.13 Hardness test results.

- 33 -

-200 -100 0 100 200

0

50

100

150

200

250

300

FMCG, KAERI

T41J

C

harp

y En

ergy

(J)

Temperature (oC)

KL3 KL4Ni KL4

T68J

-200 -100 0 100 200

0

20

40

60

80

100

FMCG, KAERI

Shea

r (%

)

Temperature (oC)

KL3 KL4Ni KL4

FATT

Fig. 4.14 Charpy impact test results.

- 34 -

T4 1 J(℃) T6 8J(℃) FATT(℃) USE(J)

KL3 1.1 19.1 48.1 183.4

KL4 Ni -83.4 -68.4 -37.1 229.6

KL4 -151.7 -130.4 -105.5 245.8

Table 4.3 Charpy index.

- 35 -

-150 -100 -50 0 500

50

100

150

200

250

300

T0 = -49oC

Median 5, 95%

Tolerance bound

FMCG, KAERI

KL3, PCVN

KJC

,1T

(M

Pa-m

0.5

)

Temperature (oC)

-200 -150 -100 -50 00

50

100

150

200

250

300

T0 = -100oC

Median 5, 95%

Tolerance bound

FMCG, KAERI

KL4Ni, PCVN

KJC

,1T

(M

Pa-m

0.5

)

Temperature (oC)

Fig. 4.15 Fracture toughness transition curves.(KL3, KL4Ni)

- 36 -

-200 -150 -100 -500

50

100

150

200

250

300

T0 = -140.1oC

Median 5, 95%

Tolerance bound

FMCG, KAERI

KL4, PCVN KJC

,1T

(M

Pa-m

0.5

)

Temperature (oC)

Fig. 4.15 Fracture toughness transition curves.(KL4)

- 37 -

(a) (b)

(c) (d)

Fig. 4.16 SEM micrographs showing cleavage crack initiation

(a) KL3 specimen (b) crack initiation of KL3

(c) KL4 specimen (d) crack initiation of KL4.

- 38 -

(e) (f)

Fig. 4.16 SEM micrographs showing cleavage crack initiation

(e) KL4 specimen (f) crack initiation of KL4.

- 39 -

Fig. 4.17 Distance from the fatigue pre-crack front to principal crack initiation.

0 50 100 150 200 250 3000

50

100

150

200

250

300

350

400

KJc

CID

KL4Ni

0 50 100 150 200 250 3000

50

100

150

200

250

300

350

400

450

CID

KJc

KL3

0 50 100 150 200 250 3000

50

100

150

200

250

300

350

400

450

KJc

CID

KL4

- 40 -

- 41 -

제 5 장. 결론

기존의 원자로 압력용기강 SA508 Gr.3 Mn-Mo-Ni계 저합금강과 차세대 원자로 압

력용기강으로 알려진 SA508 Gr.4 Ni-Mo-Cr계 저합금강의 Ni, Cr 함량 변화에 따른

미세조직적 특성변화와 기계적 특성평가 결과 다음과 같다.

1. Mn-Mo-Ni계 저합금강은 템퍼드 베이나이트 조직을 가지며, 이에 Ni, Cr 성분이

증가한 Ni-Mo-Cr계 저합금강은 템퍼드 베이나이트/마르텐사이트 복합조직을 나

타낸다. 또한 Ni, Cr 함량이 증가함에 따라 결정립 크기및 평균 탄화물 크기와

형상비가 감소하는 경향을 나타내었다.

2. 석출물 분석 결과 취화의 주요요인으로 알려진 조대한 세멘타이트가 Ni, Cr의

성분이 증가함에 따라 미세한 세멘타이트, M23C6, M2C 탄화물로 대체됨을 알 수

있었다.

3. Ni-Mo-Cr 계 저합금강은 Ni, Cr 함량의 증가로 인하여 경화능이 향상되어 미세

조직이 기계적 특성이 우수한 템퍼드 마르텐사이트로 변화함으로 인해 높은 강

도를 가지고 천이영역에서의 인성을 향상시킬 수 있었다.

4. 인장시험과 충격시험 결과 높은 항복강도와 천이영역에서의 충격인성을

나타내는 충격지수가 150℃ 정도 크게 향상되었고, 특성온도 T0로 표현되는

파괴인성의 경우 -50℃에서 -140℃로 천이특성이 향상되었다.

- 42 -

- 43 -

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- 45 -

APPENDIX A

Charpy impact data and fracture appearance

- 46 -

- 47 -

CHARPY IMPACT TEST

RECORD REPORTFMCG, KAERI

SECTION A

IDENTIFIC ATION

TEST DATE 2005. 4. ～ 2005. 4.

MATERIAL Model Alloy of SA-508 Gr. 3

KL3

SECTION B

SP EC IM EN P AR M ETER S

SPECIMEN TYPE KL3

SPECIMEN ORIENTATION Transverse (T), 1/2t

SECTION C

TEST P AR AM ETER S

TYPE AND MODEL

OF MACHINE Pendulum, SATEC SI-1D3

SECTION D

TEST DATA

GRAPHS FOR TRANSITION CURVES ATTACHED

FRACTURE SURFACE PHOTOGRAPHS ATTACHED

SECTION E

TEST R ESU L TSRTNDT = ℃ ( ℉)

SPECIMEN

CODE

TEMP.

(℃)

Cv ENERGY

(J)

LATERAL

EXPANSION

(mm)

FRACTURE

APPEARANCE

(SHEAR %)

COMMENTS

A01 4.7 24.5 0.432 0

A02 -9.2 21.5 0.34 0

A03 -26.8 18 0.275 0

A04 -39.7 8 0.071 0

A05 23 70 1.03 27.15

A06 -59.7 5 0 0

A07 49 120.5 1.759 54.42

A08 -73 5 0 0

A09 95.1 157 2.16 81.63

A10 146.5 183 2.37 100

A11 16.5 81.5 1.205 33.38

A12 78 148 1.885 69.695

A13 126 188 2.215 100

A14 200 181 2.085 100

A15 33 111.5 1.64 41.54

USE (UPPER SHELF ENERGY) : 184 J

INDEX TEMPERATURE : T50(50ft-lb)(T68J) : 19.1 ℃, T30(30ft-lb)(T41J) : 1.1 ℃

- 48 -

A01 A02 A03

A04 A05 A06

A07 A08 A09

A10 A11 A12

A13 A14 A15

- 49 -

CHARPY IMPACT TEST


SECTION A

IDENTIFIC ATION

TEST DATE 2005. 4. ～ 2005. 4.


KL4Ni (chemical composition of Ni 0.9wt%)

SECTION B


SPECIMEN TYPE KL4Ni


SECTION C

TEST P AR AM ETER S

TYPE AND MODEL


SECTION D

TEST DATA



SECTION E


SPECIMEN

CODE

TEMP.

(℃)

Cv ENERGY

(J)

LATERAL

EXPANSION

(mm)

FRACTURE

APPEARANCE

(SHEAR %)

COMMENTS

S16 17.5 226.5 2.440 100

S17 -1 203 2.21 84.25

S18 -29.5 165 1.993 63.78

S19 -58.5 140 1.785 35.88

S20 -88.1 7 0 0

S21 -120 7 0 0

S22 -149 4 0 0S23 49.5 234 2.419 100

S24 -44 90 1.16 28.66

S25 -75 63 0.72 17.84

S26 95 230.5 2.425 100

S27 149 234.5 2.395 100

S28 -103 10 0.06 0

S29 200 222.5 2.095 100

USE (UPPER SHELF ENERGY) : 229.6 J

INDEX TEMPERATURE : T50(50ft-lb)(T68J) : -68.4 ℃, T30(30ft-lb)(T41J) : -83.4 ℃

- 50 -

S16 S17 S18

S19 S20 S21

S22 S23 S24

S25 S26 S27

S28 S29

- 51 -

CHARPY IMPACT TEST


SECTION A

IDENTIFIC ATION

TEST DATE 2005. 4. ～ 2005. 4.


KL4 (chemical composition of Ni 3.6wt%)

SECTION B


SPECIMEN TYPE KL4


SECTION C

TEST P AR AM ETER S

TYPE AND MODEL


SECTION D

TEST DATA



SECTION E


SPECIMEN

CODE

TEMP.

(℃)

Cv ENERGY

(J)

LATERAL

EXPANSION

(mm)

FRACTURE

APPEARANCE

(SHEAR %)

COMMENTS

N01 -29.5 232 2.412 100

N02 -58.5 188 2.075 86.73

N03 -88.1 146 1.61 67.54

N04 -120 80 0.84 28.76

N05 -149 42.5 0.49 12.28

N06 49.5 235.5 2.49 100

N07 95 258 2.46 100N08 149 255 2.355 100

N09 -196 14 0.00 0

N10 -72 173 1.93 82.81

N11 -103 112 1.245 53.56

N12 -133 70 0.715 30.56

N13 200 279.5 2.28 100

USE (UPPER SHELF ENERGY) : 252 J

INDEX TEMPERATURE : T50(50ft-lb)(T68J) : -130.4 ℃, T30(30ft-lb)(T41J) : -151.7 ℃

- 52 -

N01 N02 N03

N04 N05 N06

N07 N08 N09

N10 N11 N12

N13 N14 N15

- 53 -

APPENDIX B

Tensile data and Stress-strain curve

- 54 -

- 55 -

TENSILE TEST REPORTFMCG, KAERI

MATERIAL TYPE Low Alloy Steel 모델합금

MATERIAL ID. KL3 ( SA508 Gr.3 )

SPECIMEN ORIENTATION (ASTM) T-L

SPECIMEN DEPTH (MM) 1/4T

TESTING STANDARD ASTM E8M

LOADING RATE ( STRAIN RATE ) 1mm/min (5.2 × 10-4/s)

SPECIMEN SIZE (mm) φ 6.25, GL: 25(Length of RS: 32)

TESTING DATE 2005. 6. 16

SPECIMENID.

TESTINGTEMP. (℃)

YIELD STRENGTH

(MPa)

TENSILE STRENGTH

(MPa)

UNIFORM ELONG. (%)

TOTAL ELONG. (%)

A05 25 436.07 591.220 9.946 24.6

A06 -196 902.07 906.480 0.805 1.9

A07 25 451.71 610.340 9.741 23.9

A09 -150 692.68 837.040 12.716 24.5

A11 -150 671.17 827.400 15.066 29.5

A12 -196 896.76 910.910 3.693 3.7

A17 -100 559.09 747.470 14.840 32.4

A18 -100 559.09 744.950 14.391 31.9

A19 -120 613.36 792.570 15.310 34.2

A20 -120 602.28 777.650 15.131 31.1

A21 -80 524.07 716.180 14.076 31.9

A22 -80 531.95 726.840 13.100 29.8

A23 -50 498.98 686.730 12.215 29.8

A24 288 432.80 610.790 9.401 21.2

A25 -50 496.64 682.750 12.183 30.3

A26 288 429.91 611.130 9.715 21.9

- 56 -



MATERIAL ID. KL3 ( SA508 Gr.3 )





SPECIMEN SIZE (mm) φ 6.25, GL: 25(Length of RS: 32)


SPECIMENID.

TESTINGTEMP. (℃)

YIELD STRENGTH

(MPa)

TENSILE STRENGTH

(MPa)

UNIFORM ELONG. (%)

TOTAL ELONG. (%)

A05 25 436.07 591.220 9.946 24.6

A06 -196 902.07 906.480 0.805 1.9

A07 25 451.71 610.340 9.741 23.9

A09 -150 692.68 837.040 12.716 24.5

A11 -150 671.17 827.400 15.066 29.5

A12 -196 896.76 910.910 3.693 3.7

A17 -100 559.09 747.470 14.840 32.4

A18 -100 559.09 744.950 14.391 31.9

A19 -120 613.36 792.570 15.310 34.2

A20 -120 602.28 777.650 15.131 31.1

A21 -80 524.07 716.180 14.076 31.9

A22 -80 531.95 726.840 13.100 29.8

A23 -50 498.98 686.730 12.215 29.8

A24 288 432.80 610.790 9.401 21.2

A25 -50 496.64 682.750 12.183 30.3

A26 288 429.91 611.130 9.715 21.9

- 57 -



MATERIAL ID. KL4 (SA508 Gr.4)





SPECIMEN SIZE (mm) φ 6.25, GL: 25 (Length of RS: 32)


SPECIMENID.

TESTINGTEMP. (℃)

YIELD STRENGTH

(MPa)

TENSILE STRENGTH

(MPa)

UNIFORM ELONG. (%)

TOTAL ELONG. (%)

N06 25 566.38 730.260 9.656 26.0

N07 -196 969.07 1129.700 16.133 29.5

N08 -150 780.30 988.640 14.490 29.8

N09 25 566.38 729.700 9.755 25.8

N10 -150 774.61 995.040 14.595 28.4

N11 -196 966.44 1123.530 15.083 27.1

N17 -100 666.88 894.030 13.159 29.2

N18 -100 673.33 898.120 13.921 32.4

N19 -120 416.52 935.750 14.796 32.7

N20 -120 710.50 935.140 14.118 31.1

N21 -80 644.12 860.210 12.900 30.9

N22 288 504.52 671.310 8.904 22.4

N23 -80 643.59 861.670 12.783 29.4

N24 -50 613.83 817.920 11.937 30.6

N25 -50 609.28 811.520 12.214 33.0

N26 288 506.59 674.790 8.311 21.7

- 58 -

Test Temperature : 288℃


Test Temperature : -50℃

0.0 0.1 0.2 0.30

200

400

600

800FMCG, KAERI

A24, 288OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.30

200

400

600

800FMCG, KAERI

A26, 288OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.30

200

400

600

800FMCG, KAERI

A05, 25OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.30

200

400

600

800FMCG, KAERI

A07, 25OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000FMCG, KAERI

A23, -50OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000FMCG, KAERI

A25, -50OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

- 59 -




0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000FMCG, KAERI

A21, -80OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000FMCG, KAERI

A22, -80OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000

1200FMCG, KAERI

A17, -100OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000

1200FMCG, KAERI

A18, -100OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000

1200FMCG, KAERI

A19, -120OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000

1200FMCG, KAERI

A20, -120OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

- 60 -



0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000

1200FMCG, KAERI

A09, -150OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000

1200FMCG, KAERI

A11, -150OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.00 0.02 0.04 0.06 0.08 0.100

200

400

600

800

1000

1200FMCG, KAERI

A06, -196OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.00 0.02 0.04 0.06 0.08 0.100

200

400

600

800

1000

1200FMCG, KAERI

A12, -196OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

- 61 -




0.0 0.1 0.2 0.30

200

400

600

800FMCG, KAERI

S32, 288OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.30

200

400

600

800FMCG, KAERI

S33, 288OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.30

200

400

600

800

1000

1200

FMCG, KAERI

S19, 196OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.30

200

400

600

800

1000

1200

FMCG, KAERI

S20, 196OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.30

200

400

600

800

FMCG, KAERI

S04, 25OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.30

200

400

600

800FMCG, KAERI

S17, 25OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

- 62 -




0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000FMCG, KAERI

S27, -80OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000FMCG, KAERI

S28, -80OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000

1200FMCG, KAERI

S23, -100OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000

1200FMCG, KAERI

S25, -100OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000

1200FMCG, KAERI

S24, -120OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000

1200FMCG, KAERI

S26, -120OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

- 63 -


0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000

1200

1400FMCG, KAERI

S05, -196OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

- 64 -




0.0 0.1 0.2 0.30

200

400

600

800FMCG, KAERI

N06, 25OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.30

200

400

600

800FMCG, KAERI

N09, 25OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.30

200

400

600

800FMCG, KAERI

N22, 288OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.30

200

400

600

800FMCG, KAERI

N26, 288OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000FMCG, KAERI

N24, -50OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000FMCG, KAERI

N25, -50OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

- 65 -




0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000FMCG, KAERI

N21, -80OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000FMCG, KAERI

N23, -80OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000

1200FMCG, KAERI

N17, -100OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000

1200FMCG, KAERI

N18, -100OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000

1200FMCG, KAERI

N19, -120OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000

1200FMCG, KAERI

N20, -120OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

- 66 -



0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000

1200FMCG, KAERI

N08, -150OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000

1200FMCG, KAERI

N10, -150OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000

1200

FMCG, KAERI

N07,-196OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.40

200

400

600

800

1000

1200

FMCG, KAERI

N11, -196OC

Strain

Stre

ss (M

Pa)

- 67 -

APPENDIX C

Fracture toughness data(Master curve method)

- 68 -

- 69 -

STATIC FRACTURE TOUGHNESS TESTINGFMCG, KAERI

MATERIAL TYPE KL3, model alloy

MATERIAL ID. (Un-irradiated) SPECIMEN ORIENTATION (ASTM) T-L


TESTING STANDARD ASTM E1921-03

LOADING RATE (mm/min) 0.5

SPECIMEN SIZE (mm) THICKNESS / WIDTH / SIDE-GROOVE (%)

PCVN, 10 x 10 (0%)

SPECIMENSID.

TESTINGTEMP.(oC)

CRACK SIZE(mm) ∆a (mm)

Kelastic(MPa-m0.5)

KJC(MPa-m0.5)

COMMENT

A01 -100 5.00 22.5 26.4

A02 -90 5.16 57.4 79.3

A03 -80 5.10 53.7 71.6

A04 -70 5.09 53.7 83.1

A05 -60 5.13 55.8 97.9

A06 -50 5.17 61.7 141.1

A07 -100 5.25 46.6 44.8

A08 -110 5.19 56.9 60.0

A09 -90 5.16 53.4 56.6

A10 -70 5.19 48.7 51.4

A11 -80 5.17 54.4 76.6

A12 -60 5.14 51.2 65.4

- 70 -


MATERIAL TYPE KL4Ni, model alloy






PCVN, 10 x 10 (0%)

SPECIMENSID.

TESTINGTEMP.(oC)


Kelastic(MPa-m0.5)

KJC(MPa-m0.5)

COMMENT

S01 -120 5.14 69.9 81.2

S02 -100 5.12 59.5 62.4

S03 -110 5.14 67.4 90.7

S04 -120 5.15 70.9 93.7

S05 -130 5.06 56.5 52.2

S06 -140 5.09 56.6 51.7

S07 -150 5.07 69.9 65.8

S08 -90 5.11 72.9 161.1

S09 -100 5.11 62.6 78.9

S10 -120 5.06 66.2 94.6

S11 -130 5.10 68.6 70.5

S12 -110 5.14 69.3 105.7

- 71 -


MATERIAL TYPE KL4, model alloy






PCVN, 10 x 10 (0%)

SPECIMENSID.

TESTINGTEMP.(oC)


Kelastic(MPa-m0.5)

KJC(MPa-m0.5)

COMMENT

N01 -120 5.12 87.4 221.4

N02 -150 5.08 80.7 102.7

N03 -150 5.11 76.6 78.0

N04 -150 5.09 80.1 92.2

N05 -140 5.13 81.3 123.4

N06 -140 5.11 74.4 78.8

N07 -130 5.10 80.9 135.5

N08 -140 5.17 82.2 118.6

N09 -196 5.11 46.7 41.9

N10 -196 5.12 50.7 44.6

N11 -150 5.13 75.3 76.1

N12 -140 5.13 78.8 97.4

서 지 정 보 양 식

수행기관보고서번호 위탁기관보고서번호 표준보고서번호 INIS 주제코드

KAERI/TR-3965/2009

제목 / 부제

SA508 Gr.3 및 SA508 Gr.4N 원자로 압력용기용 저합금강의 특성 비교

연구책임자 및 부서명

(AR,TR 등의 경우 주저자) 김 민 철 (원자력재료연구부)

연 구 자 및 부 서 명 이 봉 상 (원자력재료연구부)

출 판 지 대전 발행기관 한국원자력연구원 발행년 2009

페 이 지 71 p. 도 표 있음( O ), 없음( ) 크 기 27 Cm.

참고사항

공개여부 공개( O ), 비공개( )보고서종류 기술보고서

비밀여부 대외비( ), __ 급비밀

연구위탁기관 계약번호

초록 (15-20줄내외)

본 연구에서는 SA508 Gr.3 Mn-Mo-Ni계 저합금강과 SA508 Gr.4N Ni-Mo-Cr계 저합금강의 미세조직과 기계적 특성을 체계적으로 비교 평가하였으며, 기계적 특성 향상 원인에 대하여 고찰하였다. 열역학 계산 결과, Ni 함량이 증가된 Ni-Mo-Cr계 저합금강(KL4) 경우, 오스테나이트 안정화 효과로 인해 상온에서도 오스테나이트상이 존재하는 것으로 나타났다. 또한 템퍼링 온도에서 Cr계 석출물인 M23C6와 M7C3가 안정상으로 나타난 반면, Mn-Mo-Ni계 저합금강에서는 세멘타이트와 Mo계 탄화물인 M2C가 안정한 것으로 나타났다. Mn-Mo-Ni계 저합금강(KL3)은 래스경계에서 조대한 세멘타이트를 석출하는 상부 베이나이트 조직을 나타내었고, KL4는 래스경계 및 내부에 모두 작고 균일한 형태의 석출거동을 보이는 하부 베이나이트/템퍼드 마르텐사이트 복합조직을 나타내었다. 이러한 석출물 분포의 차이는 Ni 및 Cr 첨가에 따른 경화능의 향상으로 조직이 변화한 것에 기인하며, 두 모델합금에서 나타난 석출물 종류의 변화는 주로 Cr첨가량의 변화에 의한 것으로 평가되었다. Mn-Mo-Ni계 저합금강(KL3)에 비해 Ni-Mo-Cr계 저합금강(KL4)이 강도와 인성 모두 월등히 우수한 특성을 나타내었다. KL4의 강도 향상은 합금원소 첨가량 변화에 따른 고용강화 효과와 조직의 변화에 의한 결정립미세화 효과에 기인한 것으로 생각된다. 천이특성 향상의 원인은 Ni 첨가량 증가에 의한 인성 개선효과와 Cr 첨가량 증가에 의한 석출거동의 변화가 복합적으로 작용한 것으로 판단된다.

주제명키워드

(10단어내외) 압력용기, Mn-Mo-Ni; Ni-Mo-Cr; SA508, 저합금강,

미세조직, 기계적 특성

BIBLIOGRAPHIC INFORMATION SHEET

Performing Org.

Report No.

Sponsoring Org.

Report No.Stamdard Report No. INIS Subject Code

KAERI/TR-3965/2009

Title / Subtitle

Comparison of SA508 Gr.3 and SA508 Gr.4N Low Alloy Steels

for Reactor Pressure Vessel Steel

Project Manager

and Department

(or Main Author)

Min-Chul Kim (Nuclear Materials Research Div.)

Researcher and

Department B. S. Lee (Nuclear Materials Research Div.)

Publication

Place Daejeon Publisher KAERI

Publication

DateDec. 2009

Page 71 p. Ill. & Tab. Yes( O ), No ( ) Size 27 Cm.

Note

Open Open( O ), Closed( )Report Type Technical Report

Classified Restricted( ), ___Class Document

Sponsoring Org. Contract No.

Abstract (15-20 Lines)

The microstructural characteristics and mechanical properties of SA508 Gr.3 Mn-Mo-Ni low alloy steel and SA508 Gr.4N Ni-Mo-Cr low alloy steel were investigated. The differences in the stable phases between these two low alloy steels were evaluated by means of a thermodynamic calculation using ThermoCalc. They were then compared to microstructural features and correlated with mechanical properties. Mn-Mo-Ni low alloy steel shows the upper bainite structure which has the coarse cementite in the lath boundaries. However, Ni-Mo-Cr low alloy steel shows the mixture of lower bainite and tempered martensite structure that homogeneously precipitates the small carbides such as M23C6 and M7C3 due to an increase of hardenability and Cr addition. In the mechanical properties, Ni-Mo-Cr low alloy steel has higher strength and toughness than Mn-Mo-Ni low alloy steel. Ni and Cr additions increase the strength by solid solution hardening. Besides, microstructural changes from upper bainite to tempered martensite improve the strength of the low alloy steel by grain refining effect. And the changes in the precipitation behavior by Cr addition improve the ductile-brittle transition behavior along with a toughening effect of Ni addition.

Subject Keywords

(About 10 words) Reactor pressure vessel, Mn-Mo-Ni; Ni-Mo-Cr; SA508,

Low alloy steel, Microstructure, Mechanical property

표제지제출문요약문목 차제 1 장 서 론제 2 장 문헌 배경2.1. 원자로 압력용기용 저합금강의 개발역사2.2. SA508 Gr.3와 SA508 Gr.4N 저합금강 특성비교2.3. 조사취화 특성에 미치는 합금원소 영향

제 3 장 실험방법3.1. 소재3.2. 열역학 계산3.3. 미세조직 관찰3.4. 기계적 물성 평가

제 4 장 결과 및 고찰4.1. 열역학적 안정상 평가4.2. 미세조직 비교4.3. 기계적 특성 비교

제 5 장 결론참고문헌APPENDIXA: Charpy impact data and fracture appearanceB: Tensile data and Stress-strain curveC: Fracture toughness data(Master curve method)

서지정보양식

Documents

SA508 Gr.3 및 SA508 Gr.4N 원자로 압력용기용 저합금강의 특성 비교 · 2010. 3. 2. · Gr.4N Ni-Mo-Cr계 저합금강의 적용을 고려할 수 있다. SA508 Gr.4N