Austenitni nerđajući čelik. Visokolegirani austenitni čelici i legure. Proizvodi od ausnitnih čelika
Austenitni čelici otporni na toplinu koriste se za proizvodnju ventila motora, lopatica plinskih turbina i drugih "vrućih" dijelova mlaznih motora - uglavnom za rad na 600-700 °C.
Svi austenitni čelici otporni na toplinu sadrže velike količine hroma i nikla, kao i aditive drugih elemenata.
Austenitni čelici otporni na toplinu imaju niz zajedničkih svojstava - visoku otpornost na toplinu i otpornost na kamenac, visoku duktilnost, dobru zavarljivost i veliki koeficijent linearnog širenja. Međutim, u poređenju sa perlitnim i martenzitnim čelicima, oni su manje tehnološki napredni: obrada i rezanje ovih legura je teška; zavareni šav ima povećanu krhkost; Krupnozrnasta struktura dobivena kao rezultat pregrijavanja ne može se ispraviti toplinskom obradom, jer u ovim čelicima nema fazne rekristalizacije. U rasponu od 550-600 °C, ovi čelici često postaju krhki zbog taloženja različitih faza duž granica zrna.
Austenitni čelici se mogu podijeliti u dvije grupe:
1) nisu očvrsnuli termičkom obradom, odnosno nisu skloni disperzijskom stvrdnjavanju (uslovno ih nazovimo homogeni, iako u stvari sadrže druge faze, ali u količinama koje ne izazivaju jak efekat starenja):
2) očvrsnuo termičkom obradom i koristi se nakon stvrdnjavanja + kaljenja. Ojačanje nastaje taloženjem karbidnih, karbonitridnih ili intermetalnih faza. Sposobnost starenja je posljedica prisustva određenih elemenata (osim hroma i nikla) u količinama koje prelaze granicu rastvorljivosti.
Krom i nikal su glavne legirajuće komponente ovih čelika. Prvi određuje otpor kamenca, a nikal određuje stabilnost austenita. Uz nedostatak nikla, moguće je djelomično formiranje α-faze, što smanjuje otpornost na toplinu.
Sastav najvažnijih austenitnih čelika otpornih na toplinu dat je u tabeli. 67. Čelici prve (homogene) grupe koriste se kao otporni na toplotu i nerđajući čelici, pa će oni biti detaljnije opisani u narednom poglavlju, ali ćemo se ovde ograničiti na podatke o njihovoj otpornosti na skalu i otpornosti na toplotu (v. Tabele 68, 69).
Produženo izlaganje na radnim temperaturama (500-700 °C) oštećuje čelik zbog oslobađanja viška faza duž granica zrna (Sl. 336) i formiranja takozvane -faze (sigmatizacije), koja je intermetalno jedinjenje tip Ove transformacije se odvijaju vrlo sporo.
Čelici druge grupe, za razliku od prve, su nestabilni i skloni stvrdnjavanju zbog raspadanja čvrste otopine (smanjuje se viskozitet).
Termička obrada ovih čelika sastoji se od kaljenja na 1050-1100°C u vodi i kaljenja - starenja na 600-750°C. Ovo kaljenje - starenje uzrokuje povećanje tvrdoće zbog
Tabela 67. (vidi skeniranje) Sastav austenitnih čelika otpornih na toplinu (GOST 5632-72), %
Rice. 336. Mikrostruktura austenitnog čelika otpornog na toplotu, a - nakon kaljenja; b - nakon starenja na 650 °C
disperziono stvrdnjavanje: tokom starenja, višak faza se oslobađa uglavnom duž granica zrna (vidi sliku 336).
Naravno, svrha takve termičke obrade je povećanje otpornosti na toplinu; Austenitni čelici druge grupe imaju toplinsku otpornost
viši od homogenih austenitnih čelika, što se objašnjava finom raspodjelom druge faze, ali je to prednost samo za kratki vijek trajanja; tokom dugog vijeka trajanja, višak faze ojačanja koagulira, i tada homogene legure mogu nadmašiti legure koje otvrdnjavaju taloženjem u otpornosti na toplinu.
To se može vidjeti iz poređenja podataka datih u tabeli. 68 i 69.
Tabela 68. (vidi skeniranje) Svojstva nekih austenitnih čelika (homogenih)
Tabela 69. (vidi skeniranje) Svojstva otpornosti na toplinu nekih austenitnih čelika koji stvrdnjavaju taloženjem
Osim ovih čelika za manje ili više opće namjene, postoje austenitni čelici otporni na toplinu za užu primjenu: za livene dijelove s velikom otpornošću na kamenac (dijelovi peći, na primjer retorte), materijal za oblaganje limom koji je podložan zagrijavanju itd.
Sastav nekih od ovih specijalnih legura otpornih na toplinu i kamenac, koji ukazuje na njihovu otpornost na kamenac, dati su u tabeli. 62.
Čelik legiran hromom, niklom i manganom, koji zadržava strukturu y-čvrstog rastvora (austenita) kada se ohladi sa visokih temperatura na sobnu temperaturu i niže. Za razliku od feritnog nerđajućeg čelika, austenitni nerđajući čelik je nemagnetičan, ima umerenu tvrdoću i čvrstoću, nisku granicu tečenja i visoku duktilnost. Sveci (b i d) 50%). U odnosu na austenitni nerđajući čelik, kaljenje je termička operacija. obrada koja fiksira austenitnu strukturu. Kada je sadržaj nikla ili mangana u čeliku nedovoljan za formiranje potpuno austenitne strukture, dobijaju se međustrukture: austenit + ferit, austenit + martenzit itd. U čeliku Fe-Cr-Mn sistema, zbog manje efikasnosti mangana u formiranju austenitne strukture, razvijeniji su austenit + ferit ili austenit-4-martenzit.
Povećanje sadržaja hroma, uvođenje titana, niobijuma, silicijuma, tantala, aluminijuma i molibdena doprinose formiranju feritne faze. Povećanje sadržaja nikla i uvođenje dušika, ugljika i mangana, naprotiv, doprinose proširenju raspona postojanja austenita i njegovoj većoj stabilnosti. Legirajući elementi prema djelotvornosti njihovog uticaja na stvaranje austenita nalaze se sljedećim redoslijedom. sekvence (koji ukazuju na uslovne koeficijente): ugljenik (30), azot (26), nikl (1), mangan (0,6-0,7), bakar (0,3). Elementi koji tvore ferit: aluminijum (12), vanadijum (11), titan (7,2-5), silicijum (5,2), niobijum (4,5), molibden (4,2), tantal (2,8), volfram (2,1), hrom (1) ).
Dugotrajno zagrijavanje nehrđajućeg austenitnog čelika na 700-900° ili sporo hlađenje od visokih temperatura uzrokuje stvaranje tvrde i krhke intermetalne olovne faze, što može dovesti do vrlo snažnog gubitka viskoziteta. Zagrijavanje čelika iznad 900° eliminira ovaj fenomen, osiguravajući prijelaz krhke a-faze u čvrstu otopinu. Taloženje a-faze može nastati direktno iz austenita ili iz ferita nastalog nakon transformacije u-N.a.s., koji u svojoj strukturi ima 0-fazu, skloniji je pucanju kao rezultat termičkih promjena. Kao rezultat, povećava se stupanj djelotvornosti utjecaja legirajućih elemenata na smanjenje temperature martenzitne transformacije. red: silicijum (0,45), mangan (0,55), hrom (0,68), nikl (1), ugljenik ili azot (27).
Oslobađanje karbida iz čvrste otopine (austenita) uzrokuje promjenu koncentracije legirajućih elemenata u njoj, što može uzrokovati djelomičnu strukturnu transformaciju i promjenu magnetizma, posebno u legurama koje leže blizu granice između područja y ~ i a-faze. Ova transformacija se odvija pretežno duž granica zrna, gdje je čvrsta otopina najviše osiromašena ugljikom i hromom, što čini čelik sklonim intergranularnoj koroziji. Kada je izložen agresivnom okruženju, takav čelik brzo propada, a što je jače, to je veći sadržaj ugljika.
Nerđajući austenitni čelik srednje grupe (00X18N10, 00X17G9AN4, 0X17N5G9BA) na kratko vreme. zagrevanje 5-30 minuta. ne postaje jako sklon intergranularnoj koroziji. Ovo omogućava izvođenje zavarivanja bez rizika od intergranularne korozije u zavarenom spoju i termalnoj zoni. utiče ako se sprovede dovoljno brzo.
Čvrstoća hrom-nikl čelika može se značajno povećati radnim kaljenjem tokom hladnog valjanja, izvlačenja i štancanja. U ovom slučaju, Bb može dostići 120 kg mm2 za lim i traku, 0O.2 se povećava na 100-120 kg! nekretnine padaju sa 50-60% na 10-18%. Međutim, ova rezerva plastičnosti je dovoljna za proizvodnju dijelova. Za žicu se povećava na 180-260 kg!mm2. U poređenju sa nerđajućim feritnim i poluferitnim čelikom
Krom-nikl čelici tip 18-8 (00H18N10, 0H18N10, H18N9, 2H18N9). Koriste se čelici sa niskim sadržajem ugljenika (00H18N10 i 0H18N10). arr. kao elektrodna žica za zavarivanje. Što je manji sadržaj ugljika u žici za zavarivanje, veća je korozija. trajnost zavara. Čelici Kh18N9 i 2Kh18N9 imaju jaku sklonost intergranularnoj koroziji čak i za kratko vrijeme. zagrijavanje u rasponu umjerenih temperatura, stoga se dijelovi nakon zavarivanja podvrgavaju otvrdnjavanju do austenitne strukture. U glavnom Čelici X18N9 i 2X18N9 koriste se u hladno kaljenom stanju za izradu dijelova aviona i automobila visoke čvrstoće, spojenih točkastim ili valjkastim električnim zavarivanjem.
Krom-mangan-nikl čelik Kh14G14N sa sadržajem hroma od 12-14% sklon je intergranularnoj koroziji tokom zavarivanja i nakon zagrijavanja u opasnom temperaturnom rasponu. Koristi se za dijelove opreme koji zahtijevaju visoku duktilnost i nemagnetna svojstva. Korozija Trajnost je blizu 12-14% hromiranih čelika. Nakon stvrdnjavanja, superioran je u čvrstoći od čelika tipa 18-8. Zadovoljavajuće zavareno ručno i automatski. zavarivanje valjkom i točkastim zavarivanjem žicom za punjenje od krom-nikl čelika tipa 18-8. Thermal Obrada čelika nakon zavarivanja (osim točkaste obrade) utvrđuje se u zavisnosti od sadržaja ugljika metodom kontrolnih ispitivanja zavarenih uzoraka na međugranularnu koroziju u skladu sa GOST 6032-58.
Čelik 2H13G9N4 koristi se za proizvodnju konstrukcija visoke čvrstoće, Ch. arr. od hladno valjanih profila. trake. Čvrstoća i tvrdoća ovog čelika se povećavaju tokom hladne deformacije brže od hrom-nikl čelika tipa 18-8. Stoga, kod hladnog valjanja traka, ne treba dozvoliti veliki stepen deformacije kako bi se izbjegao preveliki gubitak duktilnosti.
Ovaj čelik pouzdano radi u dubokim hladnim uvjetima i ima široku primjenu u prehrambenoj industriji. Održava visoko mehaničko St. do 450°. Ima tendenciju interkristalne korozije, stoga služi kao Ch. arr. za proizvodnju dijelova čije se spajanje vrši točkastim ili valjkastim zavarivanjem. Iz istog razloga, tokom termičkog kod obrade hladno valjanih traka treba koristiti više razine. brzina hlađenja.
X rum-mangan-nikl čelici sa sadržajem hroma od 17-19% i dodatkom dušika (X17AG14 i X17G9AN4) imaju visoku otpornost na atmosfersku koroziju iu oksidirajućim sredinama. Za dijelove proizvedene elektrolučnim, argon-lučnim, plinskim i vodikovim atomskim zavarivanjem potrebno je koristiti čelik s niskim sadržajem ugljika (0,03-0,05%) i strogo kontrolirati proces kako bi se izbjegla pojava sklonosti intergranularnoj koroziji u zavarenim dijelovima. zglobova. Za dijelove proizvedene pomoću točkastog ili valjkastog zavarivanja i dijelove koji su nakon zavarivanja izloženi termičkom udaru. obrade, kao i za dijelove koji rade u atm. uvjetima, može se koristiti čelik ove vrste s većim sadržajem ugljika.
Hrom-nikl čelici tipa 18-8 sa dodacima titana ili niobijuma (H18N9T, H18N10T, 0H18N10T, 0H18N12T, 0H18N12B). Dodaci titana ili niobija smanjuju podložnost čelika intergranularnoj koroziji. Titan i niobijum formiraju stabilne karbide kao što su TiC i NbC, dok hrom, koji je koristan za povećanje otpornosti na koroziju, nije deo karbida i ostaje u čvrstom rastvoru. Titan se u čelik unosi 4-5,5 puta više, a niobij 8-10 puta više od ugljika. Kada je sadržaj titana ili niobija u odnosu na ugljik na donjoj granici, čelik nije uvijek otporan na međugranularnu koroziju, posebno u uvjetima dugog vijeka trajanja dijelova na umjerenim temperaturama (500-800°). To je uzrokovano utjecajem dušika, koji je uvijek prisutan u čeliku, koji dio titana vezuje u nitride, kao i utjecajem toplinske obrade. Pregrijavanje čelika tokom termičke obrade obrada (iznad 1100°) ili zavarivanje smatra se štetnim, posebno u slučajevima kada je odnos između titana i ugljenika na donjoj granici prema formuli Ti ^5 (%G -0,02). U ovom slučaju, čelik 1Kh18N9T očvrsnut na temperaturama iznad 1150° postaje sklon intergranularnoj koroziji. U slučaju normi, termičkih režima. obrada (otvrdnjavanje od 1050°) i za kratke periode. Zagrevanje, potrebno je da odnos titana ili niobija prema ugljeniku bude najmanje 5, odnosno 10. Za trajanje i servis delova na 500-750°, važno je da ti odnosi budu najmanje 7-10 za titan. i 12 za niobijum. Da bi se smanjila podložnost čelika intergranularnoj koroziji, preporučljivo je značajno smanjiti sadržaj ugljika na 0,03-0,05%. Otpornost na koroziju zavarenih spojeva izrađenih od čelika ovog tipa ovisi o sadržaju titana i ugljika u bazi. metal i zavareni zavar. Jer Titanijum jako izgara pri zavarivanju, pa se za elektrode koriste posebne. premazi, koji sadrže titan u obliku fero-titanijuma kako bi se nadoknadio gubitak titana u žici za punjenje. Najčešće se koristi žica za punjenje od hrom-nikl čelika tipa 18-8 bez titana, ali sa vrlo niskim (^0,06%) sadržajem ugljika (čelici 0H18N9 i 00H18N10) ili elektrode od čelika tipa 18-12 sa niobijem (0H18N12B) se koriste. U zavarenim spojevima od čelika 1H18N9T, koji rade u sredinama koje sadrže dušik, može doći do korozije tipa noža zbog povećanog (>0,06%) sadržaja ugljika u čeliku. Stoga su dijelovi opreme za proizvodnju dušične kiseline izrađeni od čelika 0H18N10T sa sadržajem ugljika od 0,06%. Osim toga, takav čelik ima veću ukupnu otpornost na koroziju.
U deponovanom metalu šava zavarenog spoja između čelika i titana, koji ima dvofaznu strukturu (y+a), moguća je transformacija -^a tokom dužeg zagrevanja u opsegu umerenih temperatura (650-800°), daje visoku krhkost zavaru. Za vraćanje žilavosti zavara i povećanje korozije. Za postojanost preporučuje se upotreba stabilizirajuće kreme na temperaturi od 850-900°. Također je vrlo koristan za uklanjanje stvrdnjavanja i eliminaciju pucanja korozije pod naponom u ključanjem magnezijum hloridu i drugim sredinama koje sadrže ione hlora.
Krom-mangan-nikl čelik sa dodatkom niobijuma 0Kh17N5G9BA ima višu otpornost na intergranularnu koroziju i visoku koroziju. otpornost u zavarenim spojevima koji rade u gasnom azotu. Čelik nema potpunu otpornost na intergranularnu koroziju pri dužem izlaganju opasnim temperaturama, nakon dužeg zagrijavanja na 500-750° pokazuje sklonost intergranularnoj koroziji (slika 7). Na visokim temperaturama ima približno ista mehanička svojstva. Sveci, da su hrom-nikl čelici tipa 18-8.
Čelik Kh14G14NZT ima višu čvrstoće i visoke duktilnosti, nije sklon intergranularnoj koroziji i može se koristiti za izradu zavarenih dijelova bez naknadne termičke obrade. obrada. Mehanički Svojstva ovog čelika mogu se povećati hladnim valjanjem. Zagrijavanje u temperaturnom opsegu 500-700° ne mijenja mehanička svojstva. St. čelika na sobnoj temperaturi. Čelik se proizvodi u obliku šipki, limova i traka, a može se dobro zavariti svim vrstama zavarivanja kada se koristi čelična žica za zavarivanje tipa 18-8 bez ili sa niobijem.
Krom-nikl-molibden čelici H17N13M2T i X 17H 13M 3T koriste se u proizvodnji opreme za proizvodnju umjetnina, đubriva, u kancelarijskoj industriji, u hemijskoj industriji. mašinstvo i industrija prerade nafte. Čelici pokazuju visoku otpornost na koroziju protiv sumpora, kipućeg fosfora, mravlje i octene kiseline, a čelici s visokim sadržajem molibdena - u vrućim otopinama vapna za izbjeljivanje. Čelici sa visokim sadržajem ugljenika (>0,07%) postaju skloni intergranularnoj koroziji tokom zavarivanja i sporog hlađenja, kao i u uslovima dužeg zagrevanja u umerenom opsegu: temperatura.
Krom-nikl-molibden čelici mogu se dobro zavariti upotrebom žice za punjenje istog sastava kao i materijal za zavarivanje.
Čelik hrom-nikl-molibden Zahvaljujući dodatku molibdena i visokom sadržaju nikla, 0H23N28M2T ima visoku otpornost na koroziju u razrijeđenim otopinama sumporne kiseline (do 20%) na temperaturi ne većoj od 60°C, fosfornoj kiselini koja sadrži jedinjenja fluora i drugim vrlo agresivnim sredinama. Koristi se u dijelovima mašina za proizvodnju umjetnina i gnojiva. Nakon stvrdnjavanja do austenita, čelik ima umjerenu čvrstoću i visoku duktilnost, uz dobru zavarljivost. Uprkos sadržaju titana, čelik nakon kratkog vremenskog perioda postaje sklon intergranularnoj koroziji. zagrijavanje na 650°, ako je omjer sadržaja titana i ugljika manji od 7.
Tehnološka svojstva nerđajućeg austenitnog čelika su sasvim zadovoljavajuća. Tretman se vrši na 1150-850°, a za čelik sa bakrom je opseg vruće obrade sužen (1100-900°). Nehrđajući austenitni čelik na visokim temperaturama je manje sklon rastu zrna od martenzitnih i feritnih čelika. Na sobnoj temperaturi N.a.s. ima visok koeficijent. linearno širenje, koje raste s povećanjem temperature grijanja, i smanjen koeficijent. toplotna provodljivost. Međutim, pri visokim temperaturama razlika između a i q N.a.s. a feritni čelik se smanjuje. Stoga, grijanje N.a.s. na nižem Temperature treba izvoditi polako, a na visokim temperaturama (iznad 800°) - brzo.
Lit.: Khimushin F.F., Nerđajući čelici, M., 1963; njegov, “Kvalitetni čelik”, 1934, br. 4; 1935, br. 1;
XImušin F.F. i Kurova O.I., ibid., 1936, br. 6; 40; Medovar B.I., Zavarivanje krom-nikl austenitnih čelika, 2. izd., Kijev - M., 1958; Metalurgija i termička obrada čelika. Imenik, 2. izdanje, tom 2, M., 1962;
Schaeffler
A.
L., «
Metal
Progr.", 1949,v. 56, br. 5, r. 680;PoštaS. V., E, b e g 1 gW.
S., «
Trans.
Amer. Soc. Metali", 1947, v. 39, str. 868; Simpozijum o prirodi, pojavi i efektima sigma faze, Phil., 1951 (ASTM. Special techn. publ, No. 110); Simpozijum o evaluacijskim ispitivanjima nehrđajućih čelika, , 1950 (ASTM. Special techn. publ., No. 93); Rosenberg S. J., D a r r J. H., “Trans. Amer. Soc. Metali", 1949, v. 41, str. 1261; K r 1 v o b o k V. N., Linkoln R. A., ibid., 1937, v. 25, br.
Čelici se dijele na austenitne, austenitno-feritne, austenitno-martenzitne
www..htm
Postojeći austenitni visokolegirani čelici i legure razlikuju se po sadržaju glavnih legirajućih elemenata - hroma i nikla i po sastavu legirane baze. Visokolegiranim austenitnim čelicima smatraju se legure na bazi željeza legirane raznim elementima u količini do 55%, u kojima sadržaj glavnih legirajućih elemenata - kroma i nikla - obično nije veći od 15 odnosno 7%. Austenitne legure uključuju legure gvožđa i nikla sa sadržajem gvožđa i nikla većim od 65% sa omjerom nikla i gvožđa od 1:1,5 i legure nikla sa sadržajem nikla od najmanje 55%.
Austenitni čelici i legure se klasifikuju
- prema sistemu legiranja,
- strukturna klasa,
- svojstva
- i službene svrhe.
Visokolegirani čelici i legure su najvažniji materijali koji se široko koriste u kemijskoj, naftnoj, energetskoj i drugim industrijama za proizvodnju konstrukcija koje rade u širokom temperaturnom rasponu. Zbog svojih visokih mehaničkih svojstava na temperaturama ispod nule, visokolegirani čelici i legure se u velikom broju slučajeva koriste kao hladno otporni čelici. Odgovarajući izbor legirajućih elemenata određuje svojstva i glavnu namjenu upotrebe ovih čelika i legura (tablice 1 – 3).
Karakteristična karakteristika čelika otpornih na koroziju je njihov nizak sadržaj ugljika (ne više od 0,12%). Uz odgovarajuće legiranje i termičku obradu, čelici imaju visoku otpornost na koroziju na 20°C i povišenim temperaturama kako u plinovitom okruženju tako iu vodenim otopinama kiselina, lužina i tekućih metalnih medija.
Čelici i legure otporni na toplinu imaju visoka mehanička svojstva na povišenim temperaturama i sposobnost da izdrže toplotna opterećenja dugo vremena. Da bi se dala ova svojstva, čelici i legure se legiraju sa elementima za jačanje - molibdenom i volframom (do 7% svaki). Važan aditiv za legiranje koji se uvodi u neke čelike i legure je bor, koji potiče rafiniranje zrna.
Čelici i legure otporni na toplotu otporni su na hemijsko uništavanje površine u gasnim sredinama na temperaturama do 1100 – 1150°C. Obično se koriste za manje opterećene dijelove (grijni elementi, armature za peći, sistemi plinovoda, itd.). Visoka otpornost na kamenac ovih čelika i legura postiže se legiranjem aluminijumom (do 2,5%) i silicijumom, koji doprinose stvaranju jakih i gustih oksida na površini delova koji štite metal od kontakta sa gasovitim okruženjem.
Prema sistemu legiranja, austenitni čelici se dijele na dvije glavne vrste: hrom-nikl i hrom-mangan. Postoje i hrom-nikl-molibden i hrom-nikl-mangan čelici.
U zavisnosti od osnovne strukture dobijene hlađenjem na vazduhu, razlikuju se sledeće klase austenitnih čelika: austenitno-martenzitni, austenitno-feritni, austenitni.
Legure na bazi željezo-nikl (sa sadržajem nikla većim od 30%) i baze nikla su stabilno austenitne strukture i nemaju strukturne transformacije kada se ohlade na zraku. Trenutno, austenitno-boridni Kh15N15M2BR1 (EP380), Kh25N20S2R1 (EP532), KhN77SR1 (EP615) i visokohromni austenitni KhN35VYu (EP568), KhN50 (EP668) koji sadrže austenske čelike ili boritne čelike i sve hromirane strukture. eV, koriste se i tektičke faze respektivno.
Nakon odgovarajuće termičke obrade, visokolegirani čelici i legure imaju visoku čvrstoću i plastična svojstva (tablica 4). Za razliku od ugljičnih čelika, ovi čelici stječu povećana plastična svojstva kada se stvrdne. Strukture visokolegiranih čelika su raznovrsne i zavise ne samo od njihovog sastava, već i od načina termičke obrade, stepena plastične deformacije i drugih faktora.
Položaj faznih područja na faznim dijagramima određen je uglavnom u obliku pseudobinarnih preseka sistema gvožđe-hrom-nikl ili gvožđe-hrom-mangan (slika 1). Legure željezo-krom-nikl odmah nakon skrućivanja imaju čvrste otopine sljedećih tipova: α I γ i heterogeno područje miješanih čvrstih otopina α + γ . Stabilnost austenita određena je blizinom sastava granici α - I γ -regije Nestabilnost se može manifestirati pri zagrijavanju na umjerene temperature i naknadnom hlađenju, kada se austenitna struktura fiksirana brzim hlađenjem djelimično transformiše u martenzitnu. Povećanje sadržaja nikla u ovim legurama doprinosi smanjenju temperature γ → α (M)-transformacije (slika 2).
Rice. 1. Vertikalni presjeci faznih dijagrama željezo–krom–nikl (a) i željezo–hrom–mangan (b)
Rice. 2. Promjene temperature martenzitne transformacije legura željezo-krom-nikl u zavisnosti od legiranja
Nestabilnost se manifestuje tokom hladnog deformisanja, kada čelici tipa 18-8, u zavisnosti od stepena deformacije, menjaju svoja magnetna i mehanička svojstva (slika 3). Osim toga, nestabilnost austenitnih čelika može biti uzrokovana oslobađanjem karbida iz čvrste otopine kada se temperatura promijeni, praćena promjenom koncentracije ugljika i kroma. To uzrokuje poremećaj ravnotežnog stanja i transformaciju austenita u ferit i martenzit uglavnom duž granica zrna, gdje se uočava najveće osiromašenje hroma i ugljika u čvrstoj otopini.
Rice. 3. Promjena mehaničkih svojstava hrom-nikl čelika (18% Cr, 8% Ni, 0,17% C) u zavisnosti od stepena hladne deformacije (kompresije)
U ternarnom sistemu legura gvožđe-hrom-mangan, nakon skrućivanja, kontinuirani niz čvrstih rastvora sa γ -rešetka i tokom daljeg hlađenja, u zavisnosti od sastava legure, dolazi do različitih alotropskih transformacija. Mangan je jedan od elemenata koji se širi γ - površine, te je u tom pogledu sličan niklu. Sa dovoljnom koncentracijom mangana (>15%) i hroma (<15%) сталь может иметь однофазную аустенитную структуру. Сопоставление фазовых диаграмм систем железо – хром – никель и железо – хром – марганец при высоких температурах и 20°С показывает, что аустенитная фаза в системе с никелем имеет значигельно большую площадь.
Prilikom kristalizacije hrom-nikl čelika, kristali hrom-nikl ferita, koji ima rešetku δ-gvožđa, prvo počinju da ispadaju iz taline (slika 4). Kako se hladi, kristali δ-ferita formiraju hrom-nikl austenit, koji ima rešetku γ -gvožđe, a čelik dobija austenitnu strukturu. Ugljik u austenitno-feritnim i austenitnim čelicima na temperaturama iznad crte S.E. nalazi se u čvrstom rastvoru iu obliku intersticijskih faza. Sporo hlađenje čelika ispod linije S.E. dovodi do oslobađanja ugljika iz čvrstog rastvora u obliku hemijskog jedinjenja - hrom karbida tipa Cr 23 C 6, koji se nalaze uglavnom duž granica zrna. Dalje hlađenje ispod linije S.K. potiče taloženje sekundarnog ferita duž granica zrna. Dakle, kada se polako ohladi na 20°C, čelik ima ustenitnu strukturu sa sekundarnim karbidima i feritom.
Rice. 4. Pseudobinarni fazni dijagram u zavisnosti od sadržaja ugljika za leguru 18% Cr, 8% Ni, 74% Fe
Prilikom brzog hlađenja (gašenja), raspadanje čvrste otopine nema vremena, a austenit je fiksiran u prezasićenom i nestabilnom stanju.
Količina istaloženih hrom karbida ne zavisi samo od brzine hlađenja, već i od količine ugljenika u čeliku. Kada je njegov sadržaj manji od 0,02 - 0,03%, odnosno ispod granice njegove rastvorljivosti u austenitu, sav ugljenik ostaje u čvrstom rastvoru. U nekim sastavima austenitnih čelika ubrzano hlađenje može dovesti do fiksacije primarnog δ-ferita u strukturi, sprječavajući vruće pukotine.
Promjena sadržaja legirajućih elemenata u čeliku utječe na položaj faznih područja. Krom, titan, niobij, molibden, volfram, silicijum, vanadijum, kao đubriva, doprinose pojavi feritne komponente u čeličnoj strukturi. Nikl, ugljenik, mangan i dušik održavaju austenitnu strukturu. Međutim, glavni legirajući elementi u čelicima koji se razmatraju su krom i nikal. Ovisno o njihovom omjeru, čelici se ponekad dijele na čelike s malom (%Ni/%Cr)≤1 i velikom (%Ni/%Cr)>1 austenitnom rezervom.
U austenitnim hrom-nikl čelicima legiranim titanijumom i niobijem ne formiraju se samo hrom karbidi, već i titanijum i niobijum karbidi. Kada je sadržaj titana Ti > [(%C–0,02)*5] ili niobijuma Nb > (%C*10) sav slobodni ugljik (iznad granice njegove rastvorljivosti u austenitu) može se osloboditi u obliku titana ili niobija karbidi, a austenitni čelik postaje nesklon intergranularnoj koroziji. Taloženje karbida povećava čvrstoću i smanjuje plastična svojstva čelika. Ovo svojstvo karbida se koristi za karbidno kaljenje čelika otpornih na toplotu, koje se izvodi u kombinaciji sa intermetalnim kaljenjem sa Ni 3 Ti česticama; Ni 3 (Al, Ti), Fe 2 W, (N, Fe) 2 Ti itd. Međumetalna jedinjenja uključuju i σ-fazu, koja nastaje u hrom-nikl čelicima tokom dugotrajnog zagrevanja ili sporog hlađenja na temperaturama ispod 900 - 950°C. Ima ograničenu rastvorljivost u α - I γ -čvrste otopine i oslobađajući se uglavnom duž granica zrna, jača leguru i istovremeno naglo smanjuje plastična svojstva i udarnu čvrstoću metala. Povećane koncentracije hroma (16–25%) i feritizujućih elemenata (molibden, silicijum, itd.) u čeliku doprinose stvaranju σ faze na 700–850°C. Odvajanje ove faze se uglavnom dešava formiranjem međufaze ferita ( γ →α→ σ ) ili transformacija δ-ferita (δ → σ ). Međutim, moguće ga je izolirati i direktno iz čvrste otopine ( γ → σ ).
U hrom-mangan čelicima sa visokim sadržajem hroma i mangana, taloženje se uočava i pri sporom hlađenju. σ -faze. Ugljik u hrom-mangan i hrom-mangan-nikl čelicima dovodi do disperzionog očvršćavanja čelika nakon odgovarajuće termičke obrade, posebno u kombinaciji sa elementima koji tvore karbide (vanadij, niobijum i volfram).
Ojačanje austenitnih boridnih čelika nastaje uglavnom zbog stvaranja borida željeza, kroma, niobija, ugljika, molibdena i volframa. U skladu sa ovim procesima austenitni čelici se dijele, ovisno o vrsti kaljenja, na karbidno, boridno i intermetalno kaljenje. Međutim, u većini slučajeva, zbog sadržaja velikog broja različitih legirajućih elemenata u čelicima i legurama, dolazi do njihovog ojačanja zbog složenog utjecaja dispergiranih faza i intermetalnih inkluzija.
Tabela 1. Sastav nekih austenitnih čelika i legura otpornih na koroziju, %
Tabela 2. Sastav nekih toplotno otpornih austenitnih čelika i legura, %
Tabela 3. Sastav nekih toplotno otpornih austenitnih čelika i legura, %
Tabela 4. Tipične mehaničke osobine nekih vrsta visokolegiranih austenitnih i austenitno-feritnih čelika i legura
E. G. NAZAROV, S. B. MASLENKOV
TSNIICHERMET
ISSN 0026-0819. “Nauka o metalu i termička obrada metala”, br. 3, 1970
Toplinska obrada utiče na strukturu (veličina zrna, veličina bloka, veličina i količina dispergovanih faza, priroda njihove distribucije), a takođe oblikuje stanje granica zrna i usmereno oslobađanje faza ojačanja, čime se značajno povećavaju svojstva toplote. otporni materijali.
Mehanička obrada obično prethodi termičkoj obradi, ali se često koristi nakon termičke obrade, kao i prije i poslije nje.
Dijelovi i poluproizvodi se prije rada podvrgavaju toplinskoj obradi, ali se ponekad (u cijelosti ili djelomično) obrađuju u toku rada.
Austenitni čelici i legure koji se stvrdnjavaju taloženjem podvrgavaju se različitim vrstama termičke obrade: žarenju, kaljenju, kaljenju (starenjem ili taloženjem) i kaljenju koje smanjuje naprezanje.
Tokom mašinske obrade ili drugih operacija, metal postaje krt. Za uklanjanje lomljivosti i smanjenje tvrdoće legura koristi se žarenje. Prilikom žarenja legure se zagrijavaju na visoke temperature ~1000-1250 °C (u zavisnosti od hemijskog sastava legure), drže 0,5 do nekoliko sati (u zavisnosti od mase obratka ili dijela) i hlade najvećom mogućom brzinom. . Za manje legirane legure dozvoljeno je hlađenje u vodi, ali za visokolegirane složene legure poželjno je hlađenje na zraku u ulju i drugim blagim rashladnim medijima, jer hlađenje u vodi može dovesti do termičkih pukotina.
Za postizanje visokih svojstava čvrstoće i otpornosti na toplinu, čelici i legure otporni na toplinu podvrgavaju se dvostrukoj obradi koja se sastoji od kaljenja i naknadnog starenja.
Za razmatrane legure operacija kaljenja se po svom učinku razlikuje od kaljenja ugljičnih čelika i provodi se s ciljem rastvaranja karbidnih i intermetalnih faza u čvrstom rastvoru, tj. da se dobije homogena čvrsta otopina minimalne tvrdoće. U SAD-u i Engleskoj, kaljenje običnih ugljičnih čelika naziva se “kaljenje”, odnosno sticanje tvrdoće; Stvrdnjavanje legura otpornih na toplotu naziva se „obrada rastvorom“, odnosno prerada u (čvrsti) rastvor.
Za sve čelike i legure otporne na disperziju, temperatura zagrijavanja za kaljenje je približno ista kao i temperatura žarenja.
Držanjem na visokim temperaturama, višak faza se rastvara u čvrstom rastvoru i dobija se zrna potrebne veličine. Veličina zrna čelika i legura ovisi o temperaturi zagrijavanja i vremenu držanja.
Često se nakon gašenja preporučuje brže hlađenje kako bi se spriječilo taloženje viška faza. Međutim, kao što će biti pokazano u nastavku, to je nepotrebno, posebno pri obradi složenih austenitnih legura, kod kojih i pri relativno brzom hlađenju dolazi do katatermnog stvrdnjavanja, odnosno oslobađanja faza ojačanja pri hlađenju sa visoke temperature. Ovaj proces zavisi od sklonosti legura disperzionom stvrdnjavanju, pa je neophodno da se zadržimo na ovom važnom fenomenu.
Disperzijsko otvrdnjavanje ili starenje čelika i legura može biti: anatermično, katatermično i izotermno. Dijatermno starenje nastaje u procesu zagrijavanja čelika ili legure na stalno rastućoj temperaturi, katatermalno starenje nastaje u procesu hlađenja čelika ili legure na stalno opadajućoj temperaturi. Izotermno starenje se javlja pri konstantnoj temperaturi
Postoje legure slabo, umjereno i jako disperzivno očvršćavajuće. Ne postoji oštra razlika između njih, međutim, ove grupe legura je lako razdvojiti na osnovu intenziteta procesa disperzijskog očvršćavanja. Po ovom principu, po prvi put u radu, a kasnije iu radu, disperzijsko-očvrsne legure su podijeljene u tri grupe.
Čelici sa visokim stepenom precipitacije a legure se generalno efikasno ojačavaju zbog stvrdnjavanja tokom katatermalnog starenja. Ove legure sadrže 5-7% ili više faze ojačanja. Dodatno starenje ovih legura dovodi do malog ili skoro nikakvog povećanja tvrdoće i čvrstoće, na primjer, legure kao što su: NH35VTYu (EI787), EI929, EI867, Yudimet 700, Nin-109, Nin-115, itd. legure su date u tabeli. 3 i 4.
Legure umjereno otvrdnute disperzije jačaju tokom katatermalnog i, u većoj meri, tokom izotermnog starenja. Ove legure KhN35VT (EI612), EI612K, KhN35VTR (EI725), EP164, A-286, Discaloy-24 sadrže 2-5% faze ojačanja.
Legure slabe ili niske disperzije jačaju samo tokom veštačkog izotermnog starenja. Ovi čelici i legure nisu podložni katatermalnom starenju i sadrže malu količinu faze ojačanja (do 2%). Ova grupa uključuje legure: EI813, Kh25N16G7AR (EI835), EI435, Nim-75, V-480S, itd.
Dakle, nema potrebe da se obezbedi brzo hlađenje legura nakon visokotemperaturnog zagrevanja. Potrebno stvrdnjavanje legura jedne ili druge grupe može se postići kao rezultat prirodnog katatermalnog ili umjetnog izotermnog starenja, ili, konačno, kao rezultat njihovih kombinacija.
Dvostruko očvršćavanje. Za neke legure, posebno one koje sadrže značajnu količinu faze ojačanja, najbolja kombinacija mehaničkih svojstava postiže se nakon dvostrukog stvrdnjavanja (normalizacije). Prva visokotemperaturna normalizacija (1170-1200 °C) osigurava stvaranje homogene čvrste otopine i relativno krupnih zrna, što doprinosi najvećoj otpornosti na puzanje. Druga niskotemperaturna normalizacija (1000-1100 °C) dovodi do pretežnog taloženja karbida duž granica zrna i formiranja faze jačanja različite disperzije. Veći precipitati γ'-faze nastaju pri hlađenju sa 1050 °C na zraku. Za mnoge legure - KhN70VMTYu (EI617), EI929, KhN35VTYu (EI787), serija "Nimonic" - nakon dvostruke normalizacije praćene starenjem, svojstva otpornosti na toplinu i plastičnost značajno se povećavaju.
Disperzijsko stvrdnjavanje (starenje). Da bi se postigla svojstva visoke čvrstoće, gotovo sve legure otporne na toplinu se prije upotrebe podvrgavaju disperzijskom kaljenju (odvajanju dispergiranih faza iz čvrste otopine). Sastav i priroda faza ojačanja određuju temperaturne režime starenja za datu leguru.
Legure otporne na toplinu na bazi nikl-hrom, željezo-nikl-hrom i kobalt-nikl-hrom sadrže:
a) primarni karbidi (TiC, VC, TaC, ZrC, NbC, itd.), koji imaju vrlo visoku temperaturu disocijacije;
b) sekundarni karbidi (M 23 C 6; M 6 C; M 7 C 3), oslobođeni iz čvrstog rastvora. Karbid M 23 C 6 se formira u legurama sa 5% Cr ili više;
c) glavne ojačavajuće intermetalne γ’-faze (Ni 3 Ti, Ni 3 Al, Ni 3 Nb itd.). Zbog fine disperzije ovih faza i koherentnosti sa čvrstim rastvorom, legure tokom formiranja dobijaju maksimalnu otpornost na toplotu.
Čelici i legure kaljeni karbidom koriste se na nižim temperaturama od intermetalno kaljenih legura. Karbidi su manje dispergovani, skloniji koagulaciji i manje ravnomerno raspoređeni u matrici legure nego γ' faze. Međutim, za postizanje prosječne toplinske otpornosti dovoljno je jedno ojačanje karbidom. Karbidne faze dodatno ojačavaju legure koje se stvrdnjavaju kao rezultat taloženja γ'-faze.
Morfologija čestica γ'-faza i karbida u velikoj mjeri zavisi od termičke obrade i njenog trajanja i reguliše svojstva legura. Trajanje toplotnog izlaganja dovodi do povećanja veličine čestica γ’-faze i izaziva reakcije koje se javljaju prvenstveno na granicama zrna. Da bismo razumjeli procese koji se dešavaju u legurama tokom termičke obrade i predvidjeli njihova svojstva tokom dugotrajnog rada, vrlo je važno znati tačan sastav γ'-faze na bilo kojoj temperaturi i različitim vremenima zadržavanja na ovoj temperaturi, kao i hemijski sastav čvrstog rastvora matrice. Brzine transformacije karbidnih i intermetalnih faza i njihove reakcije mogu se dodatno procijeniti korištenjem podataka iz kinetike promjene tvrdoće, fizičkih i mehaničkih svojstava. U najčešćim legurama na bazi nikla otpornih na toplinu koje sadrže krom i kobalt, legiranim aluminijem, titanom i molibdenom, reakcije transformacije se mogu izraziti jednadžbom: GOSPOĐA+γ→ M 6 S+γ+γ’+ GOSPOĐA, Gdje M elementi: Cr, Ti, Ta i drugi; M'- isti elementi koji stvaraju karbide kao u M. Otprilike polovina količine ugljika, prema radu, ostaje u karbidima GOSPOĐA, koji smo konvencionalno nazvali GOSPOĐA; γ’-faza (Ni 3 M) - spoj viška titanijuma i aluminijuma u čvrstom γ-rastvoru sa niklom.
Karbidi M 6 S nastaju na 980-1150 °C, dok karbidna reakcija GOSPOĐA→M 23 S 6 javlja se na 760-980 °C. Utvrđeno je da ako legura sadrži molibden i volfram u količini >6%, tada će se karbidi uglavnom oslobađati u obliku M 23 S 6, međutim, ukazuje se da se čini da je ova odredba netačno potkrijepljena. To očito ovisi o sadržaju ugljika.
Studije provedene na leguri V-1900 su utvrdile reakcije koje se u njoj javljaju nakon termičke obrade (1080 °C 4 h, vazduh+899 °C 10 h, vazduh) i tokom dugotrajnog starenja do 2400 h na 980 °C. One se izražavaju jednačinom:
GOSPOĐA + γ + γ’ → M 6 S+ γ + ostatak γ’.
Karbidi GOSPOĐA (A= 4,37 Å) bogati su titanijumom i tantalom i karbidima M 6 S (A= 11,05 Å) bogati su molibdenom, niklom i kobaltom. Karbidi M 6 S se posmatraju u dva oblika: globularnom i lamelarnom. Vremenom, globule i ploče karbida postaju sve veće. Precipitati γ'-faze su u početku globularni, a zatim se γ'-faza pojavljuje u obliku ploča tokom vremena, na visokim temperaturama, rastu, aglomeriraju se i izdužuju u veličini. Istovremeno, precipitati γ’-faze okružuju sve karbide i granice zrna u obliku ljuske. Primjena napona značajno ubrzava proces prijelaza karbida GOSPOĐA u karbide M 6 S i intermetalne promjene. U legurama sa većim sadržajem hroma uglavnom nastaju karbidi M 23 S 6.
Brzine reakcije transformacije γ'-faze su veće kada se naprezanja primjenjuju tokom izlaganja toplini nego kada su naprezanja prethodno dobijena. Naponi dovode do selektivnih procesa precipitacije i transformacije i doprinose zadebljanju granica zrna, uzrokujući izduživanje i stapanje faza ojačanja, što je pokazano u radovima. Grubljenje zrna pomaže da se ubrzaju reakcije transformacija karbidnih i intermetalnih faza koje se javljaju u graničnim zonama. Na primjer, pojava visokotemperaturne lamelarne faze u legurama detektira se mnogo ranije kod krupnozrnih legura.
Radom je utvrđeno formiranje intermetalne faze Ni 2 -Al, Ti u leguri 15 Cr-25 Ni-3 Al-2,5 Ti, zajedno sa γ’-fazom Ni 3 (Al, Ti). Ni 2 Al, Ti faza se formira tokom starenja na 700 °C i ima oblik ploča čija se veličina povećava sa vremenom starenja. Ova faza se oslobađa uglavnom u područjima slobodnim od γ’ faze, kao i duž granica zrna. Nekoherentan je sa čvrstim rastvorom, tako da se mikropraznine pre razaranja legure formiraju prvenstveno u blizini njenih taloga.
Laves faze(AB 2) - blago ojačane legure zbog njihove nekoherentnosti sa čvrstim rastvorom i termičke nestabilnosti. Ali u prisustvu γ'-faze u strukturi, Lavesove faze omogućavaju, zbog inherentnog trajanja perioda inkubacije padavina, produžiti vijek trajanja legura na temperaturama ne višim od 750 °C.
Boridne faze- tip M 3 U 2 , M 3 IN, M 5 5 različitih legura bora imaju složeni hemijski sastav. Na primjer, u ovom radu takve faze odgovaraju spoju (Mo 0,5 Cr 0,25 Ti 0,15 Ni 0,10) 3 B 2
U zavisnosti od prisustva određenih faza i stanja legure (liveno, deformisano), propisuju se načini disperzijskog očvršćavanja. Temperatura starenja ne bi trebala uzrokovati otapanje faza jačanja i koagulaciju ili koalescenciju. Iako je u nekim slučajevima za postizanje željenih svojstava potrebno namjerno primjenjivati visoke temperature, što uzrokuje koagulaciju čestica i njihovo oslobađanje u manje dispergiranom obliku. Obično se starenje legura sa karbidnim otvrdnjavanjem vrši na 600-800 °C, sa intermetalnim otvrdnjavanjem na 700-1000 °C, ovisno o broju i sastavu suvišnih faza. Sa povećanjem količine faze ojačanja (zbir titanijuma i aluminijuma) u legurama, raste i temperatura starenja (vidi sliku 1). Legure koje sadrže više od 8% (Ti+Al) se zagrijavaju samo na 1050-1200 °C i hlade na zraku. Kao rezultat katatermalnog starenja, takve legure dobivaju maksimalno otvrdnjavanje (na primjer, legure ZhS6-K i EI857). Legure Rene 100 i IN-100 sa 9-10,5% (Ti+Al) stare su na ~1000 °C, ali to je u suštini drugo očvršćavanje, a ne starenje. Očigledno, za takve legure ovo starenje na visokim temperaturama nije potrebno, one su još podložnije katatermalnom starenju, a za njih je sasvim dovoljno hlađenje na zraku od normalizacijskih temperatura, kao što je, na primjer, prikazano na slici za leguru IN-100;
Fig.1.
Načini starenja se mogu mijenjati ovisno o potrebnim svojstvima legure. Postoje postupni režimi starenja - dvostruki i složeniji, ali nisu baš praktični. Za kratkotrajni radni vek, a posebno za dugotrajan, upotreba višestepenih režima starenja je potpuno neopravdana, jer se nastale strukture u procesu složenih termičkih tretmana neminovno menjaju u uslovima dugotrajnog rada, pod uticajem uticaj temperature i opterećenja. Procesi starenja u legurama nastavljaju se odvijati bez obzira na početno strukturno stanje. Čestice faze jačanja koaguliraju, koalesiraju, a nestabilne čestice se rastvaraju u čvrstom rastvoru, dolazi do ponovljenih i ponovljenih oslobađanja novih ravnotežnijih (u ovoj fazi) čestica, ovi procesi se dešavaju istovremeno. Ovisno o temperaturnim uvjetima, jedan ili drugi proces može dominirati. Nakon izlaganja (obično od 4 do 16 h) na temperaturama starenja legure se hlade na zraku.
Tipični režimi termičke obrade za strane legure prikazani su u tabeli. 1. a za domaće - u tabeli. 2. Hemijski sastav ovih legura dat je u tabeli. 3 i 4. Treba napomenuti da za ove legure gotovo nikada ne koristimo žarenje, a žarenje od kaljenja (normalizacije) se vrlo malo razlikuje (vidi tabelu 1).
Tabela 1
| Legura | Žarenje | Tretman čvrstim rastvorom | Srednje starenje | Konačno starenje | ||||
| Temperatura u °C | Vrijeme u h | Temperatura u °C | Vrijeme u h | Temperatura u °C | Vrijeme u h | Temperatura u °C | Vrijeme u h | |
| Inconel-600 | 1038 | 1/4..1/2 | 1120 | 2 | — | — | — | — |
| Inconel-625 | 925..1038 | 1 | 1090..1200 | 1 | — | — | — | — |
| Inconel-700 | 1200 | 2 | 1180 | 2 | — | — | 870 | 4 |
| Inconel-718 | 955 | 1 | 955 | 1 | 732 | 8 | 720 | 8 |
| Inconel X-750 | 1038..1090 | 1/2..3/4 | 1150 | 2 | 845 | 24 | 700 | 20 |
| Nim-80A | 1080 | 2 | 1080 | 2 | — | — | 700 | 16 |
| Nim-90 | 1080 | 2 | 1080 | 2 | — | — | 700 | 16 |
| Rene-41 | 1080 | 2 | 1080 | 2 | — | — | 760 | 16 |
| Udimet-500 | 1080 | 4 | 1080 | 4 | 845 | 24 | 760 | 16 |
| Udimet-700* | 1138 | 4 | 1120..1175 | 4 | 870+ | 8 | 650+ | 24 |
| — | — | — | — | +985 | 4 | +760 | 8 | |
| Waspaloy | 1010 | 4 | 1080 | 4 | 845 | 24 | 760 | 16 |
| inconel-713* | — | — | 1150..1175 | 2 | — | — | 930..995 | 4..16 |
| Inconel-713C* | — | — | 1150..1175 | 2 | — | — | 930..995 | 4..16 |
| IN-100* | — | — | 1150..1175 | 2 | — | — | 930..995 | 4..16 |
| *Livene legure | ||||||||
tabela 2
| Legura | 1. otvrdnjavanje | 2. otvrdnjavanje | Konačno starenje | |||
| Temperatura u °C | Vrijeme u h | Temperatura u °C | Vrijeme u h | Temperatura u °C | Vrijeme u h | |
| EI435 | 980..1020 | 0,5 | — | — | — | — |
| HN77TYUR | 1080 | 8 | — | — | 700..750 | 16 |
| HN70VMTU | 1200 | 2 | 1050 | 4 | 800 | 16 |
| HN35VTU | 1180 | 2,5 | 1050 | 4 | 750..800 | 16 |
| EI445R | 1200 | 4..6 | — | — | 850 | 15..20 |
| EI893 | 1160 | 2 | — | — | 800 | 12 |
| EI929 | 1220 | 2 | 1050 | 4 | 850 | 8 |
| EI867 | 1220 | 4..10 | — | — | 950 | 8 |
| EN867* | 1180 | 6 | 1000 | 8 | 850 | 16 |
| EI661 | 1200 | 10..15 | 950..1050 | 5..8 | — | — |
| ZhS6K | 1200 | 4 | — | — | — | — |
| * Srednje starenje na 900 °C 8 h. | ||||||
Tabela 3
| Legure | Sadržaj elementa u % | ||||||||
| C | Cr | Co | Mo | Nb | Ti | Al | Fe | Ostali elementi | |
| Inconel-600 | 0,04 | 15 | — | — | — | — | — | 7 | — |
| Inconel-700 | 0,12 | 15 | 30 | 3 | — | 2,2 | 3,2 | 1 | — |
| Inconel-718 | 0,04 | 19 | — | 3 | 5 | 0,8 | 0,6 | 18 | — |
| Inconel X-750 | 0,04 | 15 | — | — | 1 | 2,5 | 0,9 | 7 | — |
| Nim-80A | 0,08 | 20 | 1 | — | — | 2,3 | 1,3 | 3 | — |
| Nim-90 | 0,08 | 20 | 18 | — | — | 2,5 | 1,5 | 3 | — |
| Rene-41 | 0,08 | 19 | 11 | 10 | — | 3 | 1,5 | 2 | 0,005B |
| Udimet-500 | 0,08 | 18 | 18 | 4 | — | 3 | 2,9 | 0,5 | 0,004 B |
| Udimet-520 | 0,05 | 19 | 12 | 6 | — | 3 | 2 | 0,5 | 0,005 V; 1 W |
| Udimet-700 | 0,15 | 15 | 19 | 5 | — | 3,5 | 4,5 | 0,5 | 0.05B |
| Waspaloy | 0,10 | 20 | 14 | 4 | — | 3 | 1,3 | 0,75 | 0,004 B; 0,06 Zr |
| Inconel-713 | 0,12 | 13 | — | 4,5 | 2 | 0,6 | 6 | 0,5 | — |
| Inconel-713 C | 0,06 | 12 | 1,5 | 4,5 | 2 | 0,6 | 6 | 0,3 | — |
| IN-100 | 0,15 | 10 | 14 | 3 | — | 5 | 5,5 | — | 0,015 V; 0,06 Zr; 1,0 V |
| B-1900 | 0,10 | 8 | 10 | 6 | — | 1,0 | 6 | — | 0,015 V; 0,08 Zr; 4,5 Ta |
Tabela 4
| Legure |
|
|||||||||
| C | Cr | Co | Mo | W | Ti | Al | Fe | B | Ostali elementi | |
| EI435 | 0,10 | 20 | — | — | — | 0,30 | 0,10 | 1 | — | — |
| HN77TYUR | 0,05 | 20 | — | — | — | 2,5 | 0,8 | 1 | 0,01 | 0,10 Ce |
| HN70VMTU | 0,10 | 15 | — | 3 | 6 | 2,1 | 2,1 | do 5 | 0,02 | 0,02 Ce; 0.3V |
| HN35VTU | 0,05 | 15 | — | — | 3 | 3 | 1,2 | ~40 | 0,03 | 0,02 Ce |
| EI445R | 0,05 | 18 | — | 4,5 | 4,5 | 2,5 | 1,2 | 1 | 0,01 | 0,02 Ce |
| EI893 | 0,05 | 15 | — | 5 | 10 | 1,4 | 1,4 | 1 | 0,01 | 0,02 Ce |
| EI929 | 0,06 | 10,5 | 15 | 5 | 6 | 1,7 | 4 | — | — | 0,1 Ba; 0,5 V |
| EI867 | 0,06 | 9,5 | 5 | 10 | 5 | — | 4,5 | — | 0,02 | — |
| ZhS6-K | 0,15 | 11,5 | 4,5 | 4 | 5 | 2,8 | 5,5 | 1 | 0,02 | — |
Temperatura stvrdnjavanja u inostranstvu je niža, a vrijeme držanja je mnogo kraće (skoro 2 puta) od temperature stvrdnjavanja korištene u SSSR-u. Kao rezultat toga, strane legure su sitnije zrne od onih koje se koriste u našoj zemlji. Drugo kaljenje se ne koristi u inostranstvu, dok se kod nas uspešno primenjuje za mnoge legure.
Dato u tabeli. 1 i 2 tipični načini termičke obrade mogu se mijenjati ovisno o zahtjevima. Poznato je da legure sa krupnim zrnima, dobijene zagrijavanjem na visoke temperature, imaju veću otpornost na puzanje od sitnozrnatih. Krupnozrnate legure (2-3 boda) takođe imaju značajno veću dugotrajnu čvrstoću na visokim temperaturama. Međutim, u slučaju umjereno visokih temperatura (600-700 °C), legure s prosječnom veličinom zrna od 4-5 bodova imaju veću toplinsku otpornost. Finozrna struktura zbog veće površinske energije razgranatih granica zrna je nestabilnija, posebno na povišenim radnim temperaturama, pa veličina zrna legura otpornih na toplotu, posebno onih namenjenih za dugotrajnu upotrebu, mora odgovarati 3 -4 boda na standardnoj skali. Ova veličina zrna je uobičajena nakon zagrijavanja na 1100-1120 °C, a za složene legure na 1150-1170 °C.
U inostranstvu se većina industrijskih legura zagrijava na ovim temperaturama.
Da bi se postigla svojstva visoke čvrstoće na sobnim i niskim temperaturama (~550 °C), normalizaciju treba izvršiti na 950-1050 °C i starenje na nižim temperaturama, zbog čega su legure sitnozrnate (5-6. tačka ), ojačan fino dispergovanim γ precipitatima '-fazama.
Dakle, izbor načina termičke obrade određen je potrebnim mehaničkim svojstvima. Kada se koriste legure visoke disperzije za rad na temperaturama koje prelaze temperaturni raspon disperzijskog otvrdnjavanja (na primjer, na 900-950 °C), one su podvrgnute samo jednoj normalizaciji. Kada se zagriju na radne temperature, dolazi do intenzivnog stvrdnjavanja legura tokom procesa zagrijavanja (anatermičko starenje), maksimalno stvrdnjavaju u zoni radne temperature i mogu uspješno izdržati opterećenja određeno vrijeme. Međutim, iste legure, prethodno stare, imaju manju otpornost na temperature i opterećenja i stoga su manje efikasne. Legure sa slabom disperzijsko otvrdnjavanjem (EI813, EI435, Inconel-600, itd.) nisu podvrgnute starenju, jer njihovo disperzijsko očvršćavanje ima mali učinak i nastaje tokom rada. Da bi se osigurala dugotrajna stabilnost legura, neophodan je umjeren sadržaj faza ojačanja u njihovoj strukturi (tj. upotreba legura umjereno disperzijsko očvršćenih). Veoma je važno postići ujednačeno i maksimalno odvajanje fino dispergovanih intermetalnih i karbidnih faza, što je omogućeno postupnim načinima obrade. Postepeni režimi starenja, iako dovode do gubitka svojstava čvrstoće, značajno povećavaju plastična svojstva i smanjuju sklonost legura termičkoj lomljivosti. Međutim, kasniji eksperimenti su pokazali neprikladnost ove metode. Tako su na leguri KhN35VTYu (EI787) sa visokom disperzijskom tvrdoćom testirani složeni režimi termičke obrade istovremeno s najjednostavnijim režimom koji se sastojao od samo jednog starenja na 750 °C. Sklonost termičkoj lomljivosti procijenjena je pri izlaganjima do 10.000-20.000 h i temperatura 700 °C. Rezultati (Tablica 5) pokazuju da, bez obzira na složenost režima preliminarne toplinske obrade, legura postaje krhka. Povećanje broja faza kaljenja ili trajanja držanja utječe samo na početne vrijednosti udarne čvrstoće. Tokom procesa starenja se smanjuje, au manjoj mjeri nakon termičke obrade koja se sastoji samo od starenja.
Kao što je ranije navedeno, procesi razdvajanja disperzije, koalescencije i rastvaranja termodinamički nestabilnih čestica druge faze odvijaju se kontinuirano. Ovi procesi se odvijaju regenerativno, ponavljaju se ciklus za ciklusom, pa će, bez obzira na to koliko je legura prethodno odležana i režimi termičke obrade, komplikovani, ona će tokom dugotrajnog izlaganja toploti promeniti svoja svojstva i postati krhka kao rezultat konstantnog oslobađanje čestica faze jačanja i promjene u strukturnom stanju.
Treba se usredsrediti na originalan i jednostavan način termičke obrade disperziono-čvrstih toplo- ili hladno deformisanih legura, koji se sastoji od jednokratnog starenja (bez prethodnog kaljenja).
Ovaj način rada vam omogućava da dobijete najbolja svojstva čvrstoće i duktilnost u širokom temperaturnom rasponu, kao i najveću otpornost na toplinu i otpornost na zamor na temperaturama do 750 ° C. Osim toga, ovaj način rada pruža bolju otpornost na termičku krhkost i neosjetljivost na rezove. Režim obrade koji se sastoji samo od starenja testiran je na nekim legurama i uspješno je uveden u proizvodnju. Još nema informacija o upotrebi ovakvih režima u inostranstvu.
Drugi važan uslov za osiguranje dugotrajne stabilnosti legura je postizanje visoke termičke stabilnosti faza ojačanja. To se postiže usložnjavanjem sastava faza ojačanja, uvođenjem u legure elemenata koji su djelimično uključeni u sastav γ’-faze za jačanje. Najefikasnije ojačavajuće γ faze - Ni 3 Al i Ni 3 Ti i njihova kombinacija - Ni 3 (A1, Ti) mogu biti komplikovane: niobijumom, tantalom, kalajem, silicijumom, magnezijumom, berilijumom, rutenijumom, molibdenom i drugim elementima koji obezbeđuju disperzijsko stvrdnjavanje legura nikla. Od njih su elementi sa nešto većim atomskim prečnikom, kao što je kalaj, od posebnog interesa.
Atomski prečnici nekih elemenata koji formiraju faze tipa γ’ s niklom su sljedeći:
Oslobađanje od stresa. Kaljenje se često koristi za ublažavanje naprezanja i stabilizaciju dimenzija dijelova. Unutrašnja naprezanja mogu nastati kao rezultat mašinske obrade, zavarivanja ili tokom rada. Gotovi proizvodi od legura otpornih na toplinu se temperiraju na 400-700 °C uz izlaganje ovisno o dimenzijama proizvoda; nakon praznika sporo hlađenje. Pri višim temperaturama otpuštanja počinju se javljati procesi starenja, a kod mnogih legura kaljenje se može kombinirati s konvencionalnim starenjem, pa je kao završni tretman prije rada preporučljivo provesti starenje, što omogućava potpuno uklanjanje unutrašnjih naprezanja.
Novo istraživanje. U SAD je izdat patent za metodu za povećanje tvrdoće, karakteristika čvrstoće, otpornosti na puzanje i otpornosti na toplotu austenitnih legura otpornih na toplotu na bazi nikla, nikl-kobalta i drugim osnovama (US Patent br. 3329535 od 4. jula 1967.) . Ova metoda se sastoji od obrade rastvora sa vazdušnim hlađenjem pod visokim hidrostatskim pritiskom (10.000-50.000 atm), što značajno smanjuje rastvorljivost ugljenika u čvrstom rastvoru (držanje pod pritiskom 1-10 min). Kao rezultat visokog tlaka, atomi ugljika ili karbidi se „istiskuju“ iz matrice u koherentne precipitate i raspoređuju u obliku mreže, dok čestice koherentnih faza ne ispadaju, kao i obično, duž granica zrna. Uz naknadno starenje (650-980 °C), karbidi se talože oko ravnomjerno raspoređenih ćelijskih formacija čvrstog rastvora.
Zanimljive su studije sprovedene u SAD na leguri Inconel-718. Ojačanje ove legure postiže se taloženjem γ'-faze na bazi Ni 3 Nb, čiji sastav odgovara spoju Ni 3 (Nb 0,8 Ti 0,2), . Legura Incone1-718 se polako stvrdnjava u disperziji i kao rezultat toga je visokotehnološka i dobro zavarljiva. Pogodan je za rad do 760 °C. Njegova visoka čvrstoća (σ 0,2 do 120-145 kg/mm 2) u kombinaciji sa dobrom otpornošću na koroziju. Zanimljiva je niska temperatura normalizacije od 955 °C (vidi tabelu 1), koja daje visoke vrijednosti čvrstoće. Uticaj niobija na svojstva ove legure je blagotvoran i efikasan. Titanijum takođe ima sve veći uticaj na svojstva legure Inconel-718, ništa manje od niobijuma. Efekat aluminijuma je manje značajan, izaziva blago povećanje čvrstoće sa promenljivim efektom. Silicijum je po uticaju sličan niobiju sa manjim odstupanjima. U radu su prikazani rezultati istraživanja binarnih (Ni+Si) i ternarnih (Ni+Si+Ti) legura. Ustanovljeno je formiranje β-faze: Ni 3 S i Ni 3 (Si, Ti), u legurama koje sadrže ~12-13% Si i 6-10% Si i 1-4% Ti, respektivno. Metodom rendgenske difrakcije utvrđeno je da je Ni 3 (Si, Ti) faza slična γ’-fazi Ni 3 (Al, Ti); Ni 3 Si, ili β-faza u binarnim legurama nastaje kao rezultat peritektoidne reakcije na temperaturama ispod 1040 °C. Ima značajnu plastičnost, kao i odgovarajuća Ni 3 (Si, Ti) faza. Dodatak titanijuma binarnoj leguri (~2%) eliminiše peritektoidno β-formiranje, a rezultirajuća Ni 3 (Si, Ti) faza ima istu tačku topljenja kao Ni 3 Ti jedinjenje (1380 °C). Legure koje sadrže silicijum i titan u naznačenim količinama imaju prilično visoke karakteristike čvrstoće i duktilnosti. Maksimalna vlačna čvrstoća i granica popuštanja livenih legura na sobnoj temperaturi su: 55-57 i 25-28 kg/mm 2, a minimalno istezanje je u rasponu od 15-30%.
Štetne faze. Tokom dugotrajne termičke obrade ili tokom rada, σ-, μ- i druge faze se oslobađaju u mnogim legurama otpornim na toplotu, koje nemaju strogi stehiometrijski odnos i predstavljaju čvrste rastvore promenljivog sastava. Ove faze uzrokuju smanjenje plastičnih svojstava čelika i legura. Nastanak σ-faze mogu uvelike olakšati hrom, volfram, molibden itd. Mali dodaci kobalta (do 5%) mogu smanjiti proces σ-formiranja. Istovremeno je dio faze jačanja Ni 3 M i oslobađa hrom u čvrstu otopinu. Sadržaj kobalta iznad 5% aktivno utiče na formiranje σ, posebno kada postoji nedostatak hroma u leguri. Postoje metode za izračunavanje vremena formiranja σ faze u legurama. Ovo su proračuni takozvane N v tačke - tačke gustine elektronskih slobodnih mesta, međutim nisu uvek tačni. Postoje legure koje imaju opasnu tačku Nv, ali ne formiraju σ-fazu. σ faza je otkrivena u legurama Ud-700, Ud-500, Ud-520, IN-713C i Rene-41. Iako je σ faza smanjila performanse legura Ud-700 i IN-100, imala je mali ili nikakav utjecaj na čvrstoću drugih legura. Studije livenih legura visoke čvrstoće su pokazale da prisustvo σ-faze ne utiče na smanjenje svojstava.
Legure na bazi nikla dobro su otporne na oksidaciju do temperatura od 850-950 °C. Na višim temperaturama (temperature grijanja za kaljenje) oksidiraju se sa površine i duž granica zrna, pa je za termičku obradu legura otpornih na toplinu na visokim temperaturama, prema radu, poželjno imati vakuumske ili vodikove peći. . Hlađenje metala na kraju ekspozicije postiže se mlazom inertnog gasa. Ako je oksidacija neprihvatljiva, moraju se koristiti pećnice sa zaštitnom atmosferom. Zagrijavanje u slanim kupkama je nepoželjno, jer hloridi u kadi mogu reagirati s metalnom površinom tokom procesa zagrijavanja, čak i na temperaturama starenja. Termalne peći za starenje mogu biti konvencionalne sa zračnom atmosferom i grijane na plin. Razrijeđena egzotermna atmosfera je relativno sigurna i ekonomična. Endotermna atmosfera se ne preporučuje. Ako je oksidacija neprihvatljiva, tada se koristi atmosfera argona. Tačnost kontrole temperature tokom termičke obrade treba da bude u granicama 4-5 °C za kovane legure i 8-10 °C za livene legure.
Bibliografija:
1.
Nazarov E. G., Latyshov Yu. Poboljšanje svojstava čelika i legura otpornih na disperziju. M., GOOINTI, 1964, br. 23-64-1349/26.
2.
Borzdyka A. M., Tseitlin V. 3. Struktura i svojstva legura otpornih na toplotu u vezi sa termičkom obradom NTO MASHPROM M., „Mašinogradnja“, 1967.
3.
Belikova E.I., Nazarov E.G. "MiTOM", 1962, br.
4.
Beteridž W., Franklin A. "J. Instituta za metale", 1957, v. 85.
5.
Betteridge W. Smith. Metalni materijali otporni na toplinu. Strana izdavačka kuća lit., 1958.
6.
Belyatskaya I. S., Livšits B. G. „Vijesti o univerzitetima. Crna metalurgija", 1960, br. 7.
7.
Estulin G.V. Dodatak časopisu "Čelik", 1958.
8.
Livšits D. E., Khimushin F. F. Istraživanje legura otpornih na toplinu. Akademija nauka SSSR, 1957.
9.
Danesi W., Donachie M., Radavich J. “TASM”, 1966, v. 59.
10.
Danesi W., Donachie M. “J. Instituta za metale", 1969, v. 97.
11.
Cowan T. "J. metala", 1968, v. 20, br.
12.
Nazarov E.G., Pridantsev M.V. "MiTOM", 1963, br. 11.
13.
Nazarov E. G. “MiTOM”, 1969, br. 8.
14.
Sims S. "J. metala", 1966, br. 10.
15.
Levin E. E., Pivnik E. M. Progresivne metode toplinske obrade visokolegiranih legura otpornih na toplinu. Serija “Nauka o metalu i termička obrada”. Vol. 4. Lenjingrad, 1963.
16.
Guljajev A. P., Ustimenko M. Yu, „Izvestija Akademije nauka SSSR „Metali“, 1966, br. 6.
17.
Uljanin E. A. "MiTOM", 1966, br. 10.
18.
Williams K. "J. Instituta za metale", 1969, v. E7.
19.
Murphy H., Sims C. Beltran A. "J. metala", 1968, v. 20, br.
20.
Burger J., Hanink D. “Metal Progress” 1967, v. 92, br.
21.
Wagner H., Prock J “Metal Progress”, 1967, v. 91, br.
22.
Mihalisin I., Bicber C., Grant R. “Trans, Metalurškog društva A1ME”, 1968, v. 242.
23.
Khimushin F. F. Čelici i legure otporni na toplinu. M. "Metalurgija", 1969.
24.
Ozel M., Nutting I. "J. Institut za gvožđe i čelik", 1969, v. 207.
Austenitni čelici imaju niz posebnih prednosti i mogu se koristiti u radnim sredinama koje su vrlo agresivne. Nemoguće je bez takvih legura u elektroenergetici, naftnoj i hemijskoj industriji.
Austenitni čelici su čelici sa visokim nivoom legiranja, nakon kristalizacije nastaje jednofazni sistem; karakteriše lice centrirana kristalna rešetka. Ova vrsta rešetke se ne mijenja čak ni kada je izložena vrlo niskim temperaturama (oko 200 stepeni Celzijusa). U nekim slučajevima postoji još jedna faza (volumen u leguri ne prelazi 10 posto). Tada će rešetka biti centrirana po tijelu.
Opis i karakteristike
Čelici se dijele u dvije grupe s obzirom na sastav njihove baze i sadržaj legirajućih elemenata kao što su nikl i hrom:
- Kompozicije na bazi gvožđa: nikl 7%, hrom 15%; ukupan broj aditiva - do 55%;
- Kompozicije nikla i željezo-nikla. U prvoj grupi sadržaj nikla počinje od 55% i više, au drugoj - od 65 i više posto gvožđa i nikla u odnosu 1:5.
Zahvaljujući niklu moguće je postići povećanu duktilnost, otpornost na toplinu i obradivost čelika, a uz pomoć hroma - dati potrebna otpornost na koroziju i toplinu. A dodavanje drugih legirajućih komponenti omogućit će dobivanje legura s jedinstvenim svojstvima. Komponente se biraju u skladu sa namenom upotrebe legura.
Za legiranje se uglavnom koristi:
- Gnojiva koja stabiliziraju strukturu austenita: vanadij, volfram, titan, silicijum, niobijum, molibden.
- Austenizatori predstavljeni dušikom, ugljikom i manganom.
Sve navedene komponente nalaze se ne samo u suvišnim fazama, već iu čvrstoj otopini čelika.
Legure otporne na koroziju i temperaturne promjene
Široka paleta aditiva omogućava vam stvaranje posebnih čelika koji će se primijeniti za proizvodnju strukturnih komponenti i radiće u kriogenim, visokotemperaturnim i korozivnim okruženjima. Stoga su kompozicije podijeljene u tri tipa:
- Otporan na toplotu i toplotu.
- Otporan na koroziju.
- Otporan na niske temperature.
Legure otporne na toplotu ne uništavaju hemikalije u agresivnim sredinama i mogu se koristiti na temperaturama do +1150 stepeni. Izrađuju se od:
- Elementi plinovoda;
- Oprema za peći;
- Komponente grijanja.
Tipovi otporni na toplinu mogu izdržati naprezanje na povišenim temperaturama dugo vremena bez gubitka visokih mehaničkih karakteristika. Prilikom legiranja koriste se molibden i volfram (do 7% se može izdvojiti za svaki dodatak). Bor se koristi za mljevenje žitarica u malim količinama.
Austenitne nerđajuće čelike (otporne na koroziju) karakteriše nizak sadržaj ugljenika (ne više od 0,12%), nikla (8-30%), hroma (do 18%). Izvodi se toplinska obrada (kaljenje, kaljenje, žarenje). Važan je za proizvode od nerđajućeg čelika, jer omogućava da se dobro izdrže u raznim agresivnim sredinama - kiselim, gasovitim, alkalnim, tečnim metalima na temperaturama od 20 stepeni i više.
Austenitne kompozicije otporne na hladnoću sadrže 8-25% nikla i 17-25% hroma. Koriste se u kriogenim jedinicama, ali se troškovi proizvodnje značajno povećavaju, pa se koriste vrlo ograničeno.
Svojstva toplinske obrade
Vrste otporne na toplinu i toplinu mogu se podvrgnuti različitim vrstama toplinskih tretmana kako bi se povećala korisna svojstva i modificirala postojeća struktura zrna. Riječ je o broju i principu raspodjele dispergovanih faza, veličini blokova i samih zrna i slično.
Žarenje takvog čelika pomaže u smanjenju tvrdoće legure (ponekad je to važno tijekom rada), kao i uklanjanju prekomjerne lomljivosti. Tokom procesa obrade metal se zagreva na 1200 stepeni 30-150 minuta, a zatim se neophodno Ohladite što je brže moguće. Legure sa značajnom količinom legirajućih elemenata obično se hlade u uljima ili na otvorenom, dok se jednostavnije legure hlade u običnoj vodi.
Često se vrši dvostruko stvrdnjavanje. Prvo se vrši prva normalizacija sastava na temperaturi od 1200 stepeni, a zatim druga normalizacija na 1100 stepeni, što omogućava značajno povećanje svojstava plastike i otpornosti na toplotu.
Povećana toplotna otpornost i mehanička čvrstoća mogu se postići procesom dvostruke termičke obrade (otvrdnjavanje i starenje). Prije rada, provodi se umjetno starenje svih legura otpornih na toplinu (odnosno, disperzijski su kaljene).