TEORETICKÉ A TECHNOLOGICKÉ ASPEKTY VÁLCOVÁNÍ KOLEJNIC. THEORETICAL AND TECHNOLOGICAL ASPECTS OF RAILS ROLLING. Fabík Richard, Kliber Jiří, Kurek Václav* VŠB - TU Ostrava, FMMI, katedra tváření materiálu, ČR * Třinecké železárny, a.s.,čr Abstract The trend of world producer in rail rolling are different. There are procedures with sorbidic structure and fine perlite in the head for enormous leading axle pressure. Some other ways lead to low-carbon alloyed steel integrated with thermal treatment, mostly microalloyed steels with Nb and others - the results are better in higher wear resistance and better weldability. Other possibility is in the production of rails with tensile strength amounting to 1300 MPa using control rolling and control cooling in the temperature region 800 to 500 C with possible austenitization. The methods of thermal treatment of rails head are several rising from air cooling, water cooling, vapour-air mixture, to vapour and resulting the treatment in molten salts. Abstrakt Cesty světových výrobců ve výrobě kolejnic jsou různé. Existují postupy, zajišťující sorbidickou strukturu a jemnozrnný perlit v hlavě kolejnice pro užití supervelkých nápravových tlaků. Jiná cesta je v relativně méně legované variantě s tepelným zpracováním hlavy s přídavky Cr, Nb a dalšími - má to výhodu i v menším poklesu tvrdosti v okolí svaru a v lepší otěruvzdornosti. Jiná možnost se spatřuje ve vysoce pevných ocelích okolo 1300 MPa, vyráběných řízeným urychleným ochlazováním v teplotní oblasti od 800 do 500 C (případně opětovným ohřevem na austenitizační teplotu). Způsoby tepelného zpracování hlav kolejnic (chlazení vzduchem, vodou, vodovzdušnou směsí, vroucí vodou, párou, nebo v roztavených solích). 1. Úvod V současných podmínkách je zvyšovaní axiální síly na kolejnice realitou a proto je nezbytné se tomu u výrobce přizpůsobit. K tomu přistupuje i nová skutečnost, že pouhé zvyšování pevnosti je z hlediska celkové životnosti nepříliš úspěšné, pokud se jedná o tratě s menšími poloměry zaoblení, kde do hry vstupuje zvýšení otěru. Stavy napjatosti mezi kolem a kolejnicí jsou zde na vnitřní a vnější hraně velmi komplikované. Na hrany hlavy vnější kolejnice působí kolo prostřednictvím odstředivé síly, naopak na vrcholu hlavy vnitřní kolejnice dochází vlivem prokluzu k velkému povrchovému tlaku. Řešením se jeví vývoj dalšího typu kolejnice, která se definuje jako vysoce pevná a odolná proti poškození. Může mít jemnozrnnou perlitickou strukturu prakticky eutektoidního složení s tím, že tvrdost je na bočních hranách vyšší než na horní části, nebo může mít strukturu bainitickou. Toho lze prakticky dosáhnout buď změnou chemického složení oceli (kap.2), tepelným zpracováním hlavy kolejnice nebo termomechanickým řízeným tvářením (kap. 3). V kapitole 2.2.1 je dokumentován reálný tvářecí proces v TŽ.
2. Vliv chemického složení na vlastnosti kolejnic. 2.1 Perlitické oceli Podejme zde nejprve základní informace o vlivu jednotlivých prvků. Uhlík umožňuje perlitickou strukturu zajišťující odolnost proti opotřebení. Nejčastěji se používá obsah C od 0.60 do 0.85 hm.%. Vliv obsahu uhlíku na polohu oblasti perlitické transformace a průběh křivek zrychleného ochlazování jsou na obr. 1. Jestliže je obsah uhlíku menší než 0.85 %, je poměr R c (R c = t 2 / t 1 ) tloušťky cementitu t 2 k tloušťce feritu t 1 v perlitické struktuře menší než 0.15. Mezilamelární vzdálenost není dodržena pod 100 nm což vyvolá pokles tvrdosti (např, ocel č. 46 má λ = 77 nm a R c = 0.48, její struktura je na obr.2, a ocel č. 54 má λ = 121 nm a R c = 1.31). Při vyšších zatíženích, tj. 30 t na jednu nápravu, to vede ke snížení otěruvzdornosti. Při tomto zatížení vznikají vlivem plastické deformace vyvolané na povrchu hlavy kolejnice povrchové trhliny. Výsledky testu otěruvzdornosti provedené na Nishiharově testovacím zařízení pro eutektoidní a hypereutektoidní oceli jsou na obr.3 [1]. Termínem povrch hlavy kolejnice je, i dále v textu, myšlena ta část hlavy kolejnice, která přichází do kontaktu s kolem. Jestliže obsah C překročí 1.20 % bude růst množství proeutektoidního cementitu na hranicích austenitických zrn což způsobí zhoršení tažnosti a tvrdosti. Křemík zvyšuje pevnost zpevňováním tuhého roztoku feritu v perlitu čímž se zvýší houževnatost kolejnic. Je-li obsah Si menší než 0.10 % je tento efekt nedostatečný a naopak jestliže obsah Si překročí hranici 1.20 % zvýší se křehkost a poklesne svařitelnost. Mangan je prvek, který snižuje teplotu perlitické transformace, čímž přispívá ke zvýšení meze pevnosti a ke zlepšení prokalitelnosti, mimo jiné zabraňuje tvorbě právě proeutektoidního cementitu na hranicích austenitických zrn. Pod 0.40 % je neúčinný, nad 1.40 % roste nebezpečí vzniku martenzitu. Tyto prvky je nutné do oceli přidávat vždy. Pro další zvýšení pevnosti, tažnosti a houževnatosti je možno přidat následující prvky. Kobalt od množství 0.1 % zvyšuje transformační energii perlitu což vede k jeho zpevnění. Jeho účinek pro toto zpevňování končí u 2 %. Chrom posouvá rovnovážný transformační bod perlitické přeměny a přispívá ke zvýšení pevnosti zjemněním perlitu a zároveň zpevňuje cementit v perlitu a tím zlepšuje otěruvzdornost. Je-li obsah Cr menší než 0.05 % jsou jeho účinky zanedbatelné a je-li obsah Cr větší než 0.5 % (resp. 1.00 % [2]) vyvolá Cr vznik martenzitu a tím zkřehnutí oceli.
Bór tvoří karbidy, zrovnoměrňuje rozložení tvrdosti a napomáhá perlitické transformaci tím, že posouvá oblast perlitické transformace k vyšším teplotám. Na obr.4 jsou znázorněny oblasti perlitické transformace pro eutektoidní ocel, hypereutektoidní ocel (obě s C: 0.87 %) a pro ocel s příměsí bóru (C: 0.87%, B: 0.0029 %). Obsah bóru by neměl být větší než 0.004, pak roste velikost karbidů s nepříznivým vlivem na tažnost a tvrdost [2]. Molybden stejně jako Cr posunuje transformační bod a zvyšuje pevnost. Mo také tvoří částice odolné proti opotřebení. Dolní hranice použitelnosti je při 0.01 %. Nadměrný Mo, tzn. 0.20 % (respektive 0.50 % [2]), způsobuje také vznik martenzitu. Vanad zvyšuje plastickou deformaci precipitačním zpevněním. Tvoří komplexní karbidy a nitridy, které při ohřevu do jisté hranice zabraňují růstu austenitického zrna, zjemňují díky nukleačním místům strukturu, ovlivňují procesy rekrystalizace, kterou dokáží účinně brzdit. Není-li obsah V v rozmezí od 0.03 % do 0.30 % nelze tento jev očekávat. Niob tvoří karbidy a nitridy stejně jako V. Efekt omezení růstu austenitického zrna vyžaduje teplotu blízkou 1 200 C. Doporučený obsah Nb je od 0.002 % do 0.050 %. V souvislosti se zlepšením svaru kolejnic se věnuje speciální pozornost Si, Cr a Mn. Tyto legury zabraňují poklesu tvrdosti na svařovaných plochách během odporového svařování konvenčních ocelových kolejnic. Je-li obsah Si+C+Mn v mezích od 1.5 % do 3.0 % nebude pokles tvrdost v okolí svaru větší než Hv 30. V opačném případě vznikne ve svaru martenzit a výrazně zhorší jeho vlastnosti. Obr. 5 ukazuje závislost tvrdosti na vzdálenosti od roviny svaru pro dvě oceli, jejichž složení je uvedeno v tab.1 (ocel č. 41=A, č,42=b) [1]. Základní parametry životnosti kolejnicové oceli (otěruvzdornost, odolnost proti kontaktním vadám a křehkým lomům za nízkých teplot) souvisí se základními pevnostními a plastickými faktory (mez kluzu, mez pevnosti, tažnost, kontrakce). Tyto faktory lze ovlivnit následujícími mikrostrukturními faktory perlitu.
Mezilamelární vzdálenost se mění s rychlostí ochlazování v perlitické oblasti a s legováním. Legury, zejména pak Mn, Cr, Mo, V, Nb významně sníží mezilamelární vzdálenost a tloušťku cementických lamel. Velikost austenitického zrna ovlivňuje především plastické vlastnosti. Vedle rychlosti ochlazování jsou výraznými zjemňovateli zrna především precipitáty nitridů, resp. karbonitridů. Jemné primární austenitické zrno zvyšuje vrubovou houževnatost, posouvá její teplotní závislost (tranzitní křivku) k nižším teplotám a zvyšuje i lomovou houževnatost. Substituční a precipitační zpevnění, uvedené legury zpevňují perlitickou matrici buď substitučně (Mn, Si) nebo precipitačně (Cr, Mo, V, Nb). [3] 2.2 Bainitické oceli Bainitická struktura má ve srovnání s perlitickou strukturou konvenčních kolejnic vyšší hustotu dislokací, a tudíž vyšší tvrdost a houževnatost, proto je možno snížit obsah C oproti perlitické oceli. Pro bainitické oceli se jeví jako nejlepší následující složení: Uhlík : 0.2 až 0.5 % Je-li obsah menší než 0.2 % je obtížné zajistit přiměřenou tvrdost bez dalších zvyšování nákladů. Překročí-li obsah 0.5 %, znemožní to vznik bainitické struktury v hlavě kolejnice. Křemík : 0.1 až 2.0 % Si působí nejen jako dobré dezoxidační činidlo, ale také se účinně rozpouští ve feritu v bainitické struktuře a tím zvyšuje pevnost a zlepšuje otěruvzdornost. Je-li obsah Si větší než 2.00 %, vede to ke zkřehnutí oceli. Mangan : 0.3 až 4.0 % Mn přispívá ke zvýšení zpevnění a zlepšení prokalitelnosti snížením teploty bainitické transformace. Nad 4.0 % vzniká vlivem mikrosegregace martenzit, který způsobí zakalení a zkřehnutí během tepelného zpracování a při svařovaní. Chrom : 0.3 až 4.0 % Cr zlepšuje bainitickou prokalitelnost a je velmi důležitým prvkem pro zpevňování bainitu. Nad 4.0 % stejně jako Mn vzniká martenzit. Nikl : 0.1 až 1.0 % Molybden : 0.1 až 1.0 % Ni a Mo se snadno rozpouštějí v bainitu a tím zvyšují bainitickou prokalitelnost a jsou efektivní při zpevňování oceli. Niob : 0.01 až 0.2 % Vanad : 0.01 až 0.2 % Nb a V se váží po válcování C v bainitu ve formě precipitovaných karbidů, a proto jsou efektivní při zvyšování otěruvzdornosti. Díky precipitačnímu zpevnění zvyšují tvrdost, která je rovnoměrně rozložena po průřezu hlavy kolejnice, což vede k prodloužení životnosti [4]. Jako poměrně nákladná, nicméně další možná cesta se ukazuje nízkouhlíková bainitická ocel. Obsahy C se zde pohybují od 0.07 do 0.12 % (respektive od 0.05 do 0.25 %). Pro zajištění požadovaných vlastností se přidává Mn v množství od 4.0 do 5.0 % (respektive Cr od 2.0 do 6.0 %). Další použitelné mikrolegury jsou Si do 1.0 %, Ni do 1.0 %, V do 0.5 %,Nb do 0.5 %, Cu do 1.0 %, Ti do 0.5 %, B do 0.001 %, Al do 0.025 %.
Titan váže uhlík v netečných částicích a tím jednak zabraňuje vzniku austenitu ocelí s vysokým obsahem Cr, ale také zabraňuje místnímu snížení obsahu Cr během dlouhodobého ohřevu [5]. Hliník účinně dezoxiduje, omezuje růst zrna (tvorbou dispergovaných kysličníků nebo nitridů). Oxidický vměstek Al 2 O 3 je schopen pohlcovat energii při mechanickém zatěžování, což zvyšuje schopnost oceli spotřebovat energii abraziva, a tím se zvyšuje i otěruvzdornost. Dle současných poznatků se bainitická morfologie v širokém rozsahu obsahu uhlíku (0.05 až eutektoidní obsah) dělí do tří skupin [6]: B1 banit s jehlicovým feritem a s precipitací karbidů uvnitř feritických desek (dolní bainit). B2 banit s jehlicovým feritem s vyloučením karbidického precipitátu nebo filmu martenzit - zbytkový austenit na rozhraní feritických desek (bezkarbidický bainit, patří sem i horní bainit). B3 bainit s jehlicovým feritem s diskrétně vyloučenými ostrůvky martenzitu se zbytkovým austenitem (granulární bainit) a b c d Obr. 6a Bezkarbidický bainit /granulární baimit, šipky ukazují zbytkový austenit (ocel č. 13, 40000X) 6b Horní bainit (ocel č. 12, 20000X) 6c Granulární bainit, šipky ukazují dvojčatění martenzitu (ocel č. 1, 30000X) 6d Bezkarbidický bainit, šipky ukazují zbytkový austenit (ocel č. 2, 12000X) Oceli se strukturou B2 vykazují dobrou otěruvzdornost srovnatelnou nebo lepší než perlitické oceli se stejnou tvrdostí při vysokých kontaktních tlacích. Zásadním rozdílem mezi těmito strukturami a karbidickými morfologiemi bainitu a perlitu je trend změny otěruvzdornosti s tvrdostí. U perlitických ocelí se otěruvzdornost zvyšovala s růstem tvrdosti, zatímco u bezkarbidických bainitů se otěruvzdornost zvyšovala s poklesem tvrdosti, viz. obr.7. Tento jev souvisí s nárůstem podílu zbytkového austenitu po hranicích feritických desek. Uvedená struktura je typická pro nízkouhlíkové bainity (do 0.2 % C). Pro vyšší obsahy uhlíku uplatňované k dosažení vyšších pevností je nutná přítomnost Si (nad 0.5 %) pro
potlačení vzniku karbidů a zlepšení plastických vlastností. Jak vyplývá z obr.8 [4] dosahují bainitické oceli vyšší meze únavy při stejné tvrdosti jako perlitické oceli. Je možno říci, že nad hranicí tvrdosti 350 Hv mají bainitické kolejnice vyšší mez únavy, než konvenční tepelně zpravované perlitické kolejnice. 2.2.1 První pokusné válcování bainitických kolejnic v Třineckých železárnách, a. s. Chemické složení taveb bylo voleno za účelem dosažení bainitické mikrostruktury po volném ochlazování na vzduchu ihned po odválcování. Navržené požadované a dosažené chemické složení jednotlivých taveb označených jako BAINIT 1 (ocel č. 21) a BAINIT 2 (ocel č. 17) jsou uvedeny v tabulce 1. Obě tavby byly vyrobeny jako středně uhlíkové. U první tavby byla volena varianta se zvýšeným obsahem Si, Cr, Mo a V. Druhá tavba byla vyrobena hlavně s dolegováním na vyšší obsah Cr (oproti běžně vyrobeným kolejnicím). Jelikož každá tavba obsahovala 2 ingoty, byly pro válcování navrženy dvě varianty průchodových plánů. První varianta byla bez hranění po prvním průchodu s menšími úběry na začátku válcování. Druhá varianta byla provedena s hraněním ihned po prvním průchodu s velkými počátečními úběry. Odválcované kolejnice chladly v dlouhých pásech (cca 70 m) v těsném styku s vyráběnými kolejnicemi ve středu odválcované skupiny. Rovnání, měření rovinnosti, povrchové vady a UZ kontrola proběhla dle běžných zvyklostí. Hodnocení mechanických vlastností Bainitické oceli zkušebních taveb dosahovaly velmi vysoké pevnosti (1320 resp. 1400 MPa) odpovídající chemickému složení, rychlosti ochlazování a tím finální mikrostruktuře oproti běžně vyráběným kolejnicím. U běžných kolejnic se měří tvrdost na temeni hlavy ve středu pojezdové plochy. Dle normy CEN má být pevnost v rozmezí 260 až 300 HB u oceli značky 900A. Přehledy o dosahovaných tvrdostech u jednotlivých taveb jsou v tabulce 1. V současné době jsou tyto bainitické kolejnice zabudovány v kolejové dopravě TŽ, a.s. ve velmi exponovaných místech v obloucích a na seřadištích, kde je předpoklad velkého ojetí. Dle prvních zjištění lze usoudit, že ojetí na hlavě kolejnice je menší než u vedle zabudovaných kolejnic [7].
3. Tepelné zpracování kolejnice Tepelné zpracování kolejnice spočívá v jejím ohřátí na austenitizační teplotu (950 až 1050 C) a následném ochlazení určitou rychlostí na teplotu 700 až 500 C. Jako chladící medium lze použít.vzduch, vodu, vodovzdušnou směs, vroucí vodu, páru, nebo roztavené soli. 3.1 Ohřev na austenitizační teplotu K dosažení austenitizační teploty můžeme použít plynového hořáku, indukčního ohřevu nebo můžeme začít ochlazovat z doválcovací teploty (výhodou je zde rovnoměrnější rozložení teploty a výrazný ekonomický profit). První dva způsoby jsou tzv. off-line, třetí pak on-line. Schéma pece rychlostního proudového ohřevu je na obr.9 [8]. Na hlavu kolejnice je pomocí speciálních hořáků přiváděn proud vysokoteplotního (až 1900 C) plynu rychlostí 160 až 200 m/s. Rychlost ohřevu hlavy kolejnice je zde srovnatelná s indukčním ohřevem, při daleko nižších nákladech. Příkladem použití rychlostního proudového ohřevu je tzv. Q - proces (Nippon Kokan K.K.) : hlava kolejnice prochází dvoustupňovým ohřevem plynovým plamenem, nejprve pozvolna na 450 C později rychle na teplotu vyšší než 900 C. Rychlost posuvu kolejnice v peci je 500 mm/min. Schéma procesu s indukčním ohřevem je na obr. 10 [9]. K nahřání celého objemu kolejnice zde slouží dvě elektrické indukční cívky (2,3) umístěné cca 5 mm nad povrchem, které pracují při frekvenci větší nebo rovné 2000 Hz. Po průchodu první cívkou je teplota kolejnice 500 až 600 C, následuje vyrovnávací zóna (pro vyrovnání teploty na povrchu a v jádru kolejnice). Po průchodu druhou cívkou bude výsledná teplota nejméně 100 C nad teplotou Ac 3. Následuje druhá vyrovnávací zóna, po které dojde k selektivnímu ohřátí hlavy kolejnice, prostřednictvím jednozávitové cívky (4) pracující při frekvenci 1000 Hz. Výsledná teplota hlavy by měla být vyšší o 40 C než zbytek kolejnice. Časový průběh ohřevu a ochlazování je na obr. 10. 3.2 Chladící media K následnému ochlazování kolejnic lze použít tato media [10]: Chlazení vzduchovou tryskou zajišťuje rovnoměrné chlazení, při nižší chladící kapacitě než vodní sprcha. Chladící kapacitu lze výrazně zvýšit použitím přídavné hubice pro
vzduchovou trysku, jejíž ústí je v těsné blízkosti hlavy kolejnice a zvýšením objemu tryskaného stlačeného vzduchu. Nevýhodou vzduchové trysky je poměrně dlouhá chladící zóna, což si vyžádá velkou spotřebu vzduchu. Chlazení vodní nebo vodovzdušnou sprchou má vyšší chladící kapacitu než vzduchová tryska. Chladící kapacita se dá regulovat množstvím přiváděné vody. Významná je zde závislost koeficientu tepelné vodivosti na povrchové teplotě ochlazovaného tělesa, jehož maximum je v rozmezí 200 až 350 C. Další nepříjemnou vlastností vodní sprchy je ulpívání kapek vroucí vody na povrchu hlavy kolejnice, čímž dochází k výraznému lokálnímu snížení teploty a vzniku martenzitické nebo bainitické struktury, to má za následek nerovnoměrné rozložení tvrdosti. Použití vodovzdušné sprchy má stejnou nevýhodu (velká spotřeba vzduchu) jako je tomu u vzduchové trysky. Chlazení ponořením hlavy kolejnice do vroucí vody, čímž se na povrchu hlavy kolejnice vytvoří tenký parní film, který zajistí požadovanou chladící kapacitu. Tato metoda není příliš realistická, protože je téměř nemožné jednotné vytvoření a udržení parního filmu. Chlazení parní tryskou; chladící kapacita je vyšší než u vzduchové trysky, nevýhodou je velké množství spotřebované páry. Chlazení ponořením hlavy kolejnice do lázně s roztavenou solí dává nejlepší výsledky co se týče chladící kapacity, řízení teploty a jednotného ochlazování. Vyžaduje však přídavné zařízení pro odstranění roztavených solí, které ulpívají na ochlazovaném povrchu. To si vyžádá další zvýšení nákladů. Vzhledem k těmto okolnostem je zde požadavek na vývoj nové techniky tepelného zpracování hlavy kolejnice, která by při minimálních vynaložených prostředcích zajistila rovnoměrné ochlazování. 3.3 Zrychlené ochlazování Při zrychleném chlazení je koeficient ochlazování v rozmezí 1 až 10 C/s (resp. 10 až 30 C/s), a teplota konce ochlazování je v rozmezí 700 až 500 C [1]. Jestliže se zrychlené ochlazování ukončí na teplotě vyšší než 700 C, začne okamžitě probíhat perlitická transformace, jejímž důsledkem bude hrubozrná perlitická struktura s nízkou tvrdostí. Jestliže se ochlazování uskuteční pod teplotou 500 C povede to ke vzniku martenzitu, který má zhoubný vliv na houževnatost a otěruvzdornost. Technický významu konce ochlazování na teplotě blízké 500 C se spatřuje v tom, že mikrosegregace částic uvnitř hlavy kolejnice se změní na zdravou perlitickou strukturu, a ve více než 90% hlavy dojde ke kompletní perlitické transformaci. Bude-li rychlost ochlazování menší než 1 C/s, začne perlitická transformace probíhat během zrychleného ochlazování. Důsledkem bude hrubozrný perlit s nízkou tvrdostí. Pokud bude chladícím médiem vzduch, je rychlost ochlazování omezena na 10 C/s, zvýšení rychlosti by v tomto případě znamenalo neúměrné zvýšení nákladů a snížení stability procesu. Pokud použijeme jiné chladící médium můžeme dosáhnout rychlostí ochlazování 10 až 30 C/s, přičemž k ukončení ochlazování dojde v okamžiku, kdy perlitická transformace bude hotová ze 70%, jinak bude vznikat martenzit. Průběhy ochlazovacích křivek jsou na obr. 2. Po prvním ochlazení na teplotu 500 C následuje opětovný ohřev na teplotu 600 až 650 C, temperování po dobu 4 až 6 minut a následné ochlazení na teplotu okolo 100 C. Výsledná mikrostruktura takto zpracované oceli s příměsí vanadu bude obsahovat feritické lamely s lupínkovým perlitem a jemně dispergovanými částicemi nitridu vanadu [11].
3.4 Rozložení tvrdosti na hlavě kolejnice. Rozložení tvrdosti má výrazný vliv na výsledné vlastnosti kolejnice. Zajímá nás nejen rozložení na povrchu, ale i po průřezu hlavy. Experimentálně bylo zjištěno, že je výhodné zajistit vyšší tvrdost na bocích kolejnice, toho lze dosáhnout pouze tepelným zpracováním, např. zvýšením počtu trysek přivádějících vzduch na bok hlavy kolejnice. Poměr tvrdostí na temeni a na bocích by měl být v rozmezí 0.9 0.6 [12]. Pokud je tento poměr větší než 0.9, byl pozorován růst deformace oblastí sousedících s temenem hlavy, a naopak při poměru menším než 0.6 byly více deformovány oblasti sousedící s bokem hlavy. Rozložení tvrdosti po průřezu kolejnice je důležitý ukazatel vypovídající o kvalitě tepelného zpracování. Do hloubky 20 až 25 mm od povrchu hlavy kolejnice by tvrdost měla klesat jen pozvolna. 4. Shrnutí Cílem článku bylo zmínit některé postupy vedoucí ke zvýšení kvality kolejnic. Jedná se o velmi obsáhlé téma, ke kterému, zvláště pak v zahraniční literatuře, je možno najít množství odkazů. Článek vycházel převážně z amerických patentů, získaných z databáze patentové agentury Patentminer (www.patentminer.com). Na tomto místě bychom se věnovali tématům na které se v textu nedostalo, a které úzce s danou problematikou souvisí. Je to problematika kontaktu kolejnice-kolo, matematický základ nastínil Kalker [13], Kalousek [14] a Kiveson [15], vznikem a vývojem lomů v kolejnicích se zabývali Kufa [16] a Dubourg [17], problematikou rovnání kolejnic a měřením zbytkových pnutí se zabývali Jöller [18], Nedorezov [198], v TŽ, a.s. pak Mitrega [20]. Ve snaze poskytnout možnost srovnání byla sestrojena tabulka 1, na kterou jsme se již v textu odvolávali.. V tabulce je seřazeno podle obsahu uhlíku 52 kolejnicových ocelí. V prvních 13 sloupcích je zapsáno přesné chemické složení jednotlivých ocelí. Následující tři sloupce popisují způsob tepelného zpracování v tomto pořadí: rychlost ochlazování [ C/s] (údaje označené * znamenají rychlost ochlazování na bocích hlavy), konečná teplota [ C] a technologická poznámka. Další tři sloupce popisují rozložení tvrdosti [Hv] na temeni, na bocích a 20 mm pod povrchem hlavy. V dalším sloupci jsou pro oceli, u kterých byli k dispozici, hodnoty stupně opotřebení [µg/700000 cyklů], získaných na Nishiharově testovacím zařízení. poslední sloupec uvádí zdroj ze kterého pochází údaje o dané oceli. Literatura [1] UEDA, M. Pearlitic steel rail having excellent wear resistance and method of producing the same, United States Patent 762 723, 1998, 28 p., 12 fig.;[2] UEDA, M., UCHINO, K. Rail steel, United States Patent 5 830 286, 1998, 11p., 3 fig.; [3] KUREK, V. a kol. Zvyšování užitných vlastností kolejnic, Výzkumný úkol č. TTÚ-337, zpráva č. 1; [4] KOBAYASHI, K., et al. High-strength, Bainitic steel rail having excellent damage-resistance, United States Patent 5 676 772, 1997, 13 p., 7 fig.; [5] FLUGGE, J., HELLER, W. Low-carbon rail steel, United States Patent 4 008 078, 1977, 5p.; [6] CLAYTON, P., et al. A review of bainitic steels for wheel/rail contact, in: Rail Quality and Maintenance for Modern Railway Operation, 1993, p. 41-51; [7] KUREK, V. a kol. Zvyšování užitných vlastností kolejnic, Výzkumný úkol č. TTÚ - 337, zpráva č. 2; [8] MENŠIKOV, A. G. Termičeskaja obrabotka reľsov s ispolzovaniem skorostnovo strujnovo nagreva, in: Staľ 6/1995, c. 59-61; [9] PERRIN, J. L. Process for heat treatment of a steel rail, United States Patent 5 714 020, 1998, 8p., 2 fig.[10] TERAMOTO, T. Method for heat-treating steel rail head, United States Patent 4 886 558, 1989, 12p., 17 fig.; [11] HELLER, W. Method for thermal treatment of pearlitic rail steels, United States Patent 4714500, 1987, 7p., 2 fig.; [12] BESH, G. O. High-strength, damage resistant rail, United States Patent 5 209 792, 1993, 7p., 12 fig.; [13] KALKER, J. J. Computational contact mechanics of the wheel-rail system, in: Rail Quality and Maintenance for Modern Railway Operation, 1993, p. 151; [14] KALOUSEK, J. Experimental tribo-analysis of rail/wheel interface, in: Rail Quality and Maintenance for Modern Railway Operation, 1993, p. 225; [15] KIVESON, B. M., EWING, W. A Crane wheel and rail interface, in: Iron and steel engineer, May 1995, p. 51-53; [16] KUFA, T., KUREK, V. Průzkum vybraných charakteristik kolejnic, Výzkumný úkol H-02-302-415, 1992, TŽ, a.s.[17] DUBOURG, M. C., KALKER J. J. Crack behavior under rolling contact fatigue, in in: Rail Quality and Maintenance for Modern Railway Operation, 1993, p.373; [18] JÖLLER, A. Development of residual stresses during straightening of rails, in: Kolejnice-sborník přednášek, Komorní Lhotka 1998, str. 14; [19] NEDOREYOV, I. V. Momentless straightening method for rails, Kolejnice-sborník přednášek, Komorní Lhotka 1998, str.3; [20] MITREGA, R. Instalace moderní rovnací linky pro úpravu kolejnic a profilů v Třineckých železárnách, in: Hutnické listy3/1995, str. 15-17
ocel Chemické složení [ hm. %] Tepelné zpracování Tvrdost [Hv] Opotřebení C Si Mn P S Cr V Mo Ni Nb Co B Ti Rychlost ochlazování [ C/s] Konečná teplota [ C] Technologická poznámka 1 0,03 0,29 2,1 0,014 0,009 2,1 0,53 0,0030 0,04 282 [6] 2 0,04 0,29 4,1 0,012 0,009 0,51 0,0030 0,04 276 [6] 3 0,07 0,3 4,3 0,1 chlazení vzduchem [5] 4 0,08 0,16 0,51 0,008 0,005 3,51 0,51 0,02 0,0030 0,00 327 [6] 5 0,09 0,29 4,5 0,012 0,05 kalení vodou [5] 6 0,09 0,21 1,53 0,005 0,010 0,95 0,49 0,0028 0,03 301 [6] 7 0,11 0,27 0,57 0,008 0,026 1,68 0,58 4,09 0,0023 342 [6] 8 0,12 0,29 5 0,1 kalení vodou [5] 9 0,12 0,26 0,48 0,010 0,022 3,54 0,49 0,06 0,0030 0,04 334 [6] 10 0,13 0,28 4,04 0,013 0,008 0,51 0,0030 0,04 346 [6] 11 0,21 0,97 2 0,013 0,010 2,01 0,51 0,0030 0,04 394 [6] 12 0,29 0,31 1,99 0,002 0,002 1,52 0,12 408 440 [4] 13 0,29 0,21 1,98 0,005 0,010 1,02 0,5 0,0300 0,03 460 [6] 14 0,29 0,23 1,2 0,005 0,010 1,98 0,5 0,0300 0,03 490 [6] 15 0,3 0,15 1,98 0,017 0,004 0,52 0,5 0,1 0,1 415 459 [4] 16 0,3 2,7 0,2 490 [6] 17 0,31 0,78 0,68 0,013 0,015 2,75 0,007 0,172 443 [7] 18 0,31 0,33 1,72 0,017 0,004 2,02 432 469 [4] 19 0,33 0,31 1,2 0,014 0,015 1,25 0,2 0,0029 345 [6] 20 0,33 0,88 1,2 0,018 0,008 1,17 0,2 325 [6] 21 0,37 1,38 0,76 0,012 0,009 1,1 0,114 0,744 410 [7] 22 0,39 0,15 2,01 0,017 0,004 0,5 0,19 0,1 417 428 [4] 23 0,39 0,3 1,7 0,018 0,005 1,49 0,21 404 429 [4] 24 0,76 0,25 0,91 0,017 0,007 420 zahřátí na 800 C, chlazení: horkou vodou (145 C) na 420 C, chlazení vzduchem (30 C) na 220 C 395 380 [10] 25 0,76 0,23 0,91 0,019 0,008 0,3 0,04 [12] 26 0,76 0,23 0,9 0,019 0,008 0,16 0,08 [12] 27 0,77 0,66 0,91 0,49 7 350 předehřátí za 4.5 min na 890 C, ohřev hlavy na 397 [9] 6 20 940 C, 28 0,77 0,23 0,9 0,019 0,008 ochlazování je na bocích hlavy 398 380 [12] 29 0,77 0,22 0,9 0,015 0,009 0,24 0,02 [12] 30 0,77 0,22 1,36 4 364 1,44 [1] 31 0,78 0,44 1,04 0,22 9 380 předehřátí za 4.5 min na 880 C, ohřev hlavy na 396 [9] 2 20 985 C 32 0,78 0,24 1,33 [1] 33 0,86 0,49 1,48 0,02 4 385 0,9 [1] 34 0,86 0,86 1,2 28 403 0,95 [1] 35 0,87 0,5 1,4 0,0035 7 398 380 [2] 36 0,87 0,51 1,49 0,01 3* 288 385 [1] 37 0,88 0,67 1,01 0,4 10* 275 392 [1] 38 0,89 0,41 0,51 0,12 30 392 0,75 [1] 39 0,9 0,5 1 0,2 0,0025 10 500 408 389 [2] 40 0,9 0,2 0,9 0,05 0,02 0,0015 14 407 390 [2] 41 0,9 0,88 0,6 0,58 [1] 42 0,91 0,46 0,58 0,21 [1] 43 0,94 0,26 0,88 0,0010 5* 285 384 [1] 44 0,95 0,24 0,83 0,1 5 398 0,7 [1] 45 0,98 0,43 0,73 2 369 0,52 [1] 46 0,99 0,17 0,79 0,23 [1] 47 1 0,5 0,8 0,0030 13 409 391 [2] 48 1,05 0,3 0,71 0,05 3* 304 416 [1] 49 1,19 0,1 0,41 0,0010 2 421 0,21 [1] 50 1,19 0,1 0,41 0,09 2* 315 421 [1] 51 1,39 0,21 0,24 12 438 0,21 [1] 52 1,5 0,23 0,85 12 martezit a bainit v hlavě 580 1,56 [1] na temeni na bocích 20 mm pod povrchem [µg/700000 cyklů] Literární zdroj