Исследование влияния различных видов термической обработки на структуру и свойства сталей бейнитного класса

Цикл статей:

Глава 1 — Разработка химического состава и технологии термической обработки железнодорожных рельсов из стали бейнитного класса
Глава 2 — Теоретические предпосылки разработки химического состава сталей бейнитного класса
Глава 3 — Оборудование и методика экспериментальных исследований
Глава 4 — Исследование влияния различных видов термической обработки на структуру и свойства сталей бейнитного класса

Глава 5 — Разработка, внедрение и освоение технологии термической обработки железнодорожных рельсов из стали бейнитного класса в условиях оао «нкмк»

Глава 6 — Служба железнодорожных рельсов из сталей бейнитного класса

Особенности влияния химических элементов на механические свойства сталей бейнитного класса

Выбор химического состава стали для производства рельсов должен основываться на экономической целесообразности и необходимости полу­чения сбалансированного комплекса механических свойств. Для рацио­нального научно-обоснованного выбора необходимо установить законо­мерности влияния каждого легирующего элемента на механические харак­теристики стали.

В данном разделе представлены результаты исследования влияния содержания углерода, марганца, кремния и хрома на механические свойст­ва стали. На основании экспериментальных данных установлено, что с по­вышением содержания углерода от 0,26 до 0,51% прочностные свойства стали повышаются, а именно, предел текучести возрастает в среднем от 850 до 1490 Н/мм2, временное сопротивление разрыву от 1200 до 1700 Н/мм (рисунок 4.1). Повышение прочностных свойств отрицательно ска­зывается на уровне пластических характеристик и ударной вязкости стали. При увеличении содержания углерода от 0,26 до 0,51% относительное уд­линение снижается от 15 до 4 %, относительное сужение — от 27 до 2% (рисунок 4.2). Ударная вязкость как при комнатной температуре, так и при минус 60 °С уменьшается почти в 1,5 раза (рисунок 4.3). На основании полученных результатов установлено, что максималь­но допустимое содержание углерода в стали, легированной комплексом Мп — 81 — Сг, не должно превышать 0,40 %. Наиболее оптимальное сочета­ние прочности, пластичности и ударной вязкости наблюдается у стали при содержании углерода 0,28 — 0,34 %. При таком содержании углерода меха­нические свойства наиболее близки к свойствам объёмно-закаленных рельсов из стали марки Э76Ф.

При установленном содержании углерода (0,28 0,34 %) увеличе­ние содержания марганца от 1,0 до 1,8 % приводит к практически линей­ному повышению прочностных характеристик. Предел текучести возрас­тает от 870 до 980 Н/мм2, временное сопротивление разрыву — от 1200 до 1380 Н/мм2 (рисунок 4.4). При этом пластические свойства с увеличением содержания марганца существенно снижаются, но интенсивность сниже­ния в диапазоне содержаний марганца 1,2 + 1,8 % заметно падает и по от­носительному удлинению остается на уровне 13 15 %, относительному сужению — на уровне 20 + 23 % (рисунок 4.5). Ударная вязкость с увеличе­нием содержания марганца снижается. При содержании марганца 1,8 % значения ударной вязкости при плюс 20 °С и минус 60 °С достигают соот­ветственно 30 и 12 Дж/см2 (рисунок 4.6).

При изучении влияния кремния на механические свойства установ­лено, что кремний аналогично марганцу монотонно повышает прочност­ные свойства. Увеличение концентрации кремния от 0,76 до 1,8 % обеспе­чило повышение предела текучести от 800 до 1090 Н/мм2, а временного сопротивления разрыву — от 1080 до 1400 Н/мм2. (рисунок 4.7). Показате­ли пластичности с увеличением содержания кремния от 0,76 до 1,0 % не­сколько снижаются, и при дальнейшем увеличении содержания кремния до 1,80 % наблюдается стабилизация значений, которые для относитель­ного удлинения составили 20 — 24 % и сужения — 30 — 34 % (рисунок 4.8). Характер изменения ударной вязкости от содержания кремния не установ­лен (рисунок 4.9). | Достоверность аппроксимации полиномиальной функ­ции, описываемой изменение ударной вязкости при плюс 20 °С и минус 60 °С, очень низкая (0,3614 и 0,3878) и, по-видимому, связано с большой по­грешностью результатов, полученных на заготовках размером 14×14 мм.

Увеличение содержания хрома во всем исследованном диапазоне концентраций от 0,41 до 1,2 % привело к практически линейному повы­шению предела текучести и временного сопротивления разрыву, соответ­ственно, до 990 и 1400 Н/мм2 (рисунок 4.10). По пластическим характери­стикам определенной зависимости не установлено. Достоверность аппрок­симации полиномиальной зависимости относительного сужения и относи­тельного удлинения от содержания хрома составила соответственно — 0,6292 и 0,7083 (рисунок 4.11). Ударная вязкость с повышением содержа­ния хрома возрастает и в интервале концентраций от 1 до 1,2 % принимает стабильные значения, которые при температурах плюс 20 °С и минус 60 °С составили, соответственно, 58 60 и 33 + 36 Дж/см (рисунок 4.12). Как следует из данных, повышение содержания углерода, марганца, кремния и хрома сопровождается монотонным повышением прочностных характеристик и снижением свойств пластичности и вязкости.

Статистическая обработка с помощью пакета программ 81а11511са 6.0. массива экспериментальных данных механических свойств сталей бейнитного класса с содержанием легирующих элементов (массовые доли, %): 0,26-0,52 С, 0,9-1,8 Мп, 0,76-1,40 81, 0,41-1,20 Сг позволила устано­вить надежные зависимости, которые аппроксимированы следующими уравнениями:

Установлено, что из рассмотренных составов сталей требуемый ком­плекс механических свойств, соответствующий рельсам категории Т1 (таблица 3.5), обеспечивается у стали бейнитного класса при следующем содержании химических элементов масс. %: 0,28-0,34 С; 1,00-1,4 Si; 1-1,8 Мп; 0,9 — 1,1 Cr.

Исследование влияния отпуска на структуру и свойства сталей
бейнитного класса

Проверку и корректировку концентрационных пределов углерода и легирующих элементов, выбранных в предыдущем разделе, проводили на образцах, приближенных по размеру к головке рельса. При этом помимо выбранных пределов исследовали влияние углерода в сочетании с различ­ным содержанием легирующих элементов( таблица 3.2).

Исследования показали, что у сталей с содержанием углерода от 26 до 52 % путем комплексного легирования при непрерывном охлаждении на возду­хе от температуры нагрева (860 — 880 °С) достигается разный уровень проч­ности, пластичности, ударной вязкости и твердости (рисунки 4.13 — 4.16).

Высокая прочность с низкой пластичностью и ударной вязкостью достигаются у стали с высоким содержание углерода (0,47 — 0,51 %) и ле­гирующих элементов: марганца (1,15 — 1,59 %), кремния (1,22 — 1,60 %), хрома (1,17-1,25%). Хорошее сочетание твердости, прочности, пластичности и ударной вязкости обеспечивают стали при содержании углерода от 0,26 до 0,37 %, марганца от 0,97 до 1,80 %, кремния от 0,96 до 1,33 %, хрома от 1,00 до 1,20 % и молибдена от 0,20 до 0,67 %. При этом, чем ниже содержание уг­лерода, тем выше должно быть содержание марганца или кремния при оп­тимальной концентрации хрома (~1 %). Таким образом, на ряде сталей (плавки № 5, 6, 7, 9, 10) показана возможность получения хорошего соче­тания прочности, вязкости и пластичности.

Различный уровень механических свойств исследуемых сталей обу­словлен их структурой. Металлографическое исследование показало, что структура образцов плавок № 2 и 4, характеризующихся повышенным содержанием углерода и легирующих элементов, и отличающихся высокой прочностью, но низкой пластичностью и ударной вязкостью, состоит из мартенсита и бейнита. При этом в структуре стали плавки № 2 преобладает бейнит (рисунок 4.17), в стали плавки № 4 — мартенсит (рисунок 4.18).

Бейнит обнаруживается в виде более длинных монолитных пластин пакетного строения. Значительный размер пластин бейнита объясняется [138] за счет добавления микрофрагментов к острию иглы и возникновения новых цепочек в поперечном направлении. Мартенсит представлен в виде коротких разориентированных мелких игл.

В отличие от плавок № 2 и 4 микроструктура образцов плавок № 5, 6, 7, 8, 9 и 10, отличающихся наиболее сбалансированным комплексом меха­нических свойств, состоит преимущественно из бейнита, а в отдельных случаях из бейнита и локальных участков, состоящих из продуктов пер­литного превращения. Особенностями строения бейнита, а также долей присутствия продуктов перлитного превращения, обусловлены разные ме­ханические свойства исследуемых сталей. Наиболее близкие по свойствам стали плавки № 5 и 6 (рисунки 4.19,4.20) имеют практически одинаковую структуру, состоящую из бейнита преимущественно гребнеобразного строения и локальных участков, состоящих из продуктов перлитного пре­вращения. Структура стали плавки № 8 (рисунок 4.21) состоит преимуще­ственно из троостита, полигонального феррита и участков верхнего бейни­та, чем и обусловлены сравнительно невысокие прочностные свойства (от=660 Н/мм ; с„=1045 Н/мм ) и твердость (326 НВ) указанной плавки.

Стали плавки № 7, 9 и 10, характеризующиеся близкими механиче­скими свойствами и твердостью, равной соответственно 401, 394 и 408 НВ, отличаются характером микроструктуры. Структура плавки № 7 состоит из бейнита (рисунок 4.22). В отличие от плавки № 7 в структуре плавки № 9, отличающейся повышенным содержанием углерода и сравнительно низ­ким содержанием кремния и хрома, выявлен троостит, распределенный в виде более массивных участков и бейнит (рисунок 4.23), чем и обуслов­лены полученные достаточно высокие прочностные свойства (ат-1070 Н/мм2; ов=1390 Н/мм2).

Наиболее тонкопластинчатая структура бейнита выявлена у стали плавки № 10 и представлена только в виде тонких длинных монолитных параллельных пластин, характерных для нижнего бейнита (рисунок 4.24).

Наиболее грубые продукты бейнитного превращения, типичные для верхнего бейнита, выявлены в стали № 3 и представлены на рисунке 4.25. В структуре этой стали, наряду с верхним бейнитом, наблюдаются также продукты перлитного превращения и полигональный феррит. Перистым строением бейнита и наличием перлитных участков в структуре образца обусловлены сравнительно низкие механические свойства и твердость ста­ли (от=840 Н/мм2; ов=1150 Н/мм2, 331 НВ).

В работе [139] установлено, что количество остаточного аустенита при мартенситном превращении достигает 5 %, при бейнитном превраще­нии — 20 %.

Результаты металлографического исследования показали, что струк­турное состояние исследуемых сталей при непрерывном охлаждении на воздухе с перекристаллизационного нагрева определяется суммарным дей­ствием углерода и легирующих элементов. Это влияние довольно сложное и не может быть сведено к простой схеме. В зависимости от концентраци­онных интервалов легирующих элементов превращение аустенита можно рассматривать как комбинацию нескольких одновременно или последова­тельно развивающихся процессов, которые протекают в близких темпера­турных интервалах, но совершаются по своим кинетическим законам.

На основании проведенных исследований установлено, что наилучшее сочетание механических свойств и однородная бейнитная структура дости­гается у стали следующего состава, масс. %: 0,34 С; 1,56 Мп; 1,24 Бц 1,10 Сг; 0,33 Мо; 0,14 V; 0,026 N.

Как было показано выше, исследуемые стали упрочняются при охла­ждении на воздухе с образованием различного структурного состояния, состоящего из различных структурных составляющих: мартенсита, бейни- та, остаточного аустенита и троосто-перлита. Полученные структуры в той или иной степени находятся в неравновесном состоянии. Для придания равновесного состояния исследуемые стали подвергали отпуску при тем­пературах от 300 до 550 °С .

На рисунках 4.27 — 4.34 представлены результаты изменения механи­ческих свойств бейнитных сталей в зависимости от температуры отпуска. Анализ экспериментальных данных показал, что с повышением темпера­туры отпуска выше 450 °С происходит разупрочнение исследуемых сталей (рисунки 4.27 и 4.28). При этом отмечено, что в большей степени разу- прочняются стали с мартенситно-бейнитной структурой (плавки № 2 и 4), в меньшей степени стали с наличием продуктов перлитного и бейнитного превращений (плавки № 5 + 10).

На фоне снижения прочностных характеристик практически у всех исследуемых сталей с повышением температуры отпуска отмечается плав­ное повышение относительного удлинения и сужения (рисунки 4.29 и 4.30). При этом у стали плавок № 5 и 8 отмечены максимальные значения, плавок № 2 и 4 — минимальные значения указанных характеристик. Несколько иначе изменяется при отпуске ударная вязкость исследуе­мых сталей. Установлено, что отпуск 350 °С по сравнению с нормализаци­ей приводит у подавляющего большинства сталей к повышению ударной вязкости при комнатной и отрицательной температурах (рисунки 4.31 и 4.32). Особенно сильно возрастает ударная вязкость при комнатной темпе­ратуре у сталей плавок № 3 и 8, уровень ее составил соответственно 90 и 80 Дж/см . Аналогичным образом, но в меньшей степени изменяется удар­ная вязкость у сталей при температуре минус 60 °С . При этом максималь­ное значение по этой характеристике достигнуто у стали плавки № 8.

Охрупчивающее действие отпуска при 350 °С проявилось только на стали плавки № 4, имеющей преимущественно мартенситную структуру.

При достижении температуры отпуска 450 °С отмечено резкое сни­жение ударной вязкости при комнатной и отрицательной температурах (рисунок 4.33 и 4.34). Стабилизация значений ударной вязкости наблюда­ется при температуре отпуска 550 °С.

Сложный характер изменения ударной вязкости сталей с бейнитной структурой при отпуске объясняется, согласно работам [139, 140], особен­ностями поведения остаточного аустенита при отпуске. Поскольку оста­точный аустенит является метастабильной фазой, его количеством и ста­бильностью определяются в конечном итоге свойства стали. Наблюдаемое у сталей сильное снижение ударной вязкости при отпуске в интервале 400 500 °С обусловлено, согласно установленной В.М. Счастливцевым тер­минологии, бейнитной хрупкостью. В отличие от обратимой отпускной хрупкости сталей, закаленных на мартенсит, бейнитное охрупчивание свя­зывают с изменением внутризеренной структуры, а именно: с превращени­ем остаточного аустенита в мартенсит или перлит и не связаны с процес­сами, происходящими на границе зерна. Повышение ударной вязкости и пластичности бейнитных сталей при низком отпуске обеспечивается за счет обогащения остаточного аустенита углеродом и повышения его ста­бильности.

Микроструктурный анализ, проведенный с помощью оптического микроскопа, позволил оценить влияние отпуска в диапазоне температур от 300 до 550 °С на изменение микроструктуры исследуемых сталей. Иссле­дование показало, что отпуск при температурах от 300 до 350 °С не приво­дит к видимым изменениям микроструктуры исследуемых сталей. При дальнейшем увеличении температуры отпуска от 450 до 550 °С отмечается заметное изменение характера структуры только у сталей плавок № 2 и 4 (рисунок 4.35 и 4.36). Структура этих сталей состоит из феррито- карбидной смеси, сохраняющей форму пластин мартенсита. В то же время в сталях плавок № 5 + 10 с исходной, преимущественно бейнитной струк­турой, при отпуске 450 + 550 °С видимых изменений в микроструктуре не обнаружено. Структура исследуемых сталей имеет заметно более отчет­ливый рисунок по сравнению с их нормализованным состоянием и пред­ставлена на рисунках 4.37 4.42. Образование отчетливой, более травимой структуры при низком отпуске связывают, как правило, с выделением углерода из твердого раствора.

Таким образом, при исследовании установлено, что сбалансирован­ный комплекс механических свойств по прочности, пластичности и удар­ной вязкости обеспечивается у нормализованных бейнитных сталей пре­имущественно при отпуске 350 °С. Из рассмотренных выше составов ста­лей наиболее рациональный в отношении получения высокого комплекса механических свойств показали плавки № 7 и 10.

Исследование влияния закалки с отпуском на свойства и
структурообразование сталей бейнитного класса

В предыдущем разделе показано, что отпуск при 350 °С приводит к существенному повышению пластических свойств и ударной вязкости бейнитных сталей за счет остаточного аустенита. Исходя из этого можно предположить, что изменяя количество остаточного аустенита в стали можно воздействовать на ее свойства. Для проверки этого утверждения воспользовались одним из возможных способов уменьшения количества остаточного аустенита, применив закалку в масле, обеспечив, тем самым, более высокую скорость охлаждения по сравнению с охлаждением на воз­духе. Для сопоставимости результатов после закалки образцы исследуе­мых сталей отпускали при температуре 350 °С. Следует отметить, что проверка имеет относительный характер, поскольку рассматриваемые ста­ли значительно различаются по составу. Полученные результаты механических испытаний показали, что за­калка в масле с отпуском при 350 °С по сравнению с нормализацией (за­калка на воздухе) и аналогичным отпуском приводит к повышению проч­ностных характеристик всех без исключения сталей (рисунки 4.43 и 4.44). Наиболее существенно закалка повысила предел текучести и временное сопротивление разрыву сталей плавок № 3, 5, 7, 8, 9 и 10. В меньшей сте­пени влияние закалки сказалась на повышении прочностных характери­стик сталей плавок № 2 и 4. Повышение прочности сопровождается снижением пластичности подавляющего большинства исследуемых сталей (рисунки 4.45 и 4.46). Исключение составили плавки № 2, 3 и 9, которые показали после закалки с отпуском более высокие значения пластических характеристик по сравнению с их исходным состоянием, полученным по­сле нормализации и отпуска.

Особенно отрицательно сказалось влияние закалки на ударную вяз­кость. Закалка с отпуском при 350 °С по сравнению с нормализованно- отпущенным состоянием приводит к резкому снижению ударной вязко­сти, как при комнатной, так и отрицательной температурах (рисунки 4.7 и 4.48).

Полученные результаты механических испытаний согласуются с ре-зультатами металлографического исследования. После закалки образцы плавок № 2 и 4 имеют мартенситную структуру, показавшую при испытаниях высокую прочность и низкую пластичность. При этом структура плавки № 2, в отличие от плавки № 4, характеризуется выраженным игольчатым строением (рисунки 4.49 и 4.50). Сравнительно высокие проч­ностные свойства и пониженные пластические свойства плавок № 7, 9 и 10 обусловлены смешанной структурой, состоящей из бейнита и мартенсита, полученной после закалки на образцах плавок 7, 9 и 10 (рисунки 4.51 — 4.53). При этом плавка № 7 отличается как высоким уровнем прочности , так и пластичности, что обусловлено преобладанием в структуре бейнит- ной составляющей. Сбалансированный комплекс механических свойств плавок № 5, 6 и 8 обусловлен наличием однородной бейнитной структуры (рисунки 4.54 — 4.56). Из этих сталей наибольший интерес представляет плавка № 6, поскольку независимо от скорости охлаждения, химический состав указанной стали обеспечивает одинаковые свойства и структуру.

Самые низкий комплекс механических свойств плавки № 3 обуслов­лен наличием смешанной структуры, состоящей из перлита и бейнита (ри­сунок 4. 57).

Выводы

  1. Исследовано влияние концентрационных пределов углерода и каж¬дого легирующего элемента системы Мп — Бі — Сг на механические свойст¬ва сталей бейнитного класса. Установлено, что повышение содержания уг¬лерода, марганца, кремния и хрома обеспечивает повышение прочностных характеристик и снижение свойств пластичности и вязкости. Для осущест-вления прогнозных расчетов механических и пластических свойств уста-новленные зависимости аппроксимированы регрессионными уравнениями.
  2. Установлено, что из рассмотренных 40 различных химических со-ставов сталей требуемый комплекс механических свойств, соответствую¬щий рельсам категории Т1, обеспечивает сталь бейнитного класса с содер¬жанием химических элементов, масс. %: 0,28-Ю,34 С; 1,00-И,4 8і; 1-4,8 Мп; 0,9-1,1 Сг.
  3. В результате исследований сталей с содержанием элементов, масс. %: 0,28-0,34 С; 1,00-1,4 Si; 1-1,8 Мп; 0,9 — 1,1 Сг установлено, что наи лучшее сочетание механических свойств и однородная бейнитная структура достигается у стали следующего состава, масс. %: 0,34 С; 1,56 Мп; 1,24 Si; 1,10 Сг; 0,33 Mo; 0,14 V; 0,026 N.
  4. При металлографическом исследовании установлено, что структурное состояние сталей определяется суммарным действием углерода и легирующих элементов. В зависимости от концентрационных пределов углерода и легирующих элементов при непрерывном охлаждении на воздухе в стали, наряду с продуктами бейнитного превращения, формируются структуры перлитной и мартенситной области фазовых превращений. 5.1 Разработка технологии термической обработки железнодорожных рельсов из сталей бейнитного класса.
  5. В результате исследований влияния отпуска в интервале температур 300 — 550 °С на механические свойства сталей бейнитного класса установлено, что при достижении температуры отпуска 450 °С на фоне некоторого разупрочнения стали происходит снижение пластических свойств при резком падении ударной вязкости при температурах плюс 20 °С и минус 60 «С. Резкое снижение ударной вязкости обусловлено проявлением бейнитной хрупкости, вызванной распадом остаточного аустенита. Определена оптимальная температура отпуска (350 °С), обеспечивающая у сталей бейнитного класса максимально высокий уровень ударной вязкости и пластических свойств без снижения прочностных характеристик. В предыдущих разделах диссертационной работы установлено, что упрочнение сталей бейнитного класса достигается при непрерывном охла¬ждении на воздухе с температуры перекристаллизации. Наилучшее сочетание прочности, пластичности и ударной вязкости достигается после проведения отпуска при 350 °С.
  6. Исследование влияния закалки на изменение механических свойств бейнитных сталей показало их взаимосвязь с остаточным аустенитом. Установлено, что с увеличением скорости охлаждения прочностные характеристики бейнитных сталей .повыщаются, а пластические свойства и ударная вязкость снижаются за счет проведения полного превращения у—»а.

Список литературы

  1. Изготовление рельсов с закаленной головкой с использованием прокат¬ного нагрева. Herstellung fon kopfgeharteten Schienen aus der Walzhitze /Moser A.,Pointner Р., Prskawetz G.// Berg — und Huttenmann. Monatsh.- 1988.- 133, №7.-C. 321-326.
  2. Свойства рельсов закаленных с индукционного нагрева /С.И. Рудюк [и др.] // Повышение качества ж.д. рельсов и колес: отрасл. сб. науч. тр. — Харьков: УкрНИИМет, 1987. — С.22-24.
  3. Полухин П.И. Прокатка и термическая обработка рельсов / П.И. Полу- хин, Ю.В.Грдина, Е.Я. Зарвин. — М.: ГНТИЛ по черной и цветной ме¬таллургии. 1962.-508с.
  4. Шур Е.А. Новый метод термической обработки рельсов с использовани¬ем двухстороннего охлаждения / Е.А. Шур, В.М. Федин, И.Г. Жигалкин // Материалы юбилейной рельсовой комиссии: сборник докладов. — Но¬вокузнецк, 2002. С. 149 — 155.
  5. Федин В.М. Объемно-поверхностная закалка деталей подвижного со¬става и верхнего строения пути./В.М. Федин — М.: Интекст, 2002.-208с.
  6. Меньшиков А.Г.Термическая обработка рельсов с использованием ско¬ростного струйного охлаждения // Сталь.- 1995. — №6.- С. 59 — 61.
  7. Галицын Г.А. Технология термообработки железнодорожных рельсов и накладок при охлаждении в воде / Г.А. Галицын, А.Б. Добужская, Е.А. Муравьев // Материалы юбилейной рельсовой комиссии: сборник док-ладов. — Новокузнецк, 2002.- С. 156 — 167.
  8. Исследование возможности закалки рельсов в водополимерных средах /В.И. Ворожищев [и др.] // Сталь. — 2005. — № 11. -С. 126 — 131.
  9. Свойства рельсов из низколегированной стали после термомеханиче¬ской обработки / В.И. Ворожищев [и др.] // Сталь.-1981. -№9. — С. 74 -76
  10. Упрочнение рельсов водовоздушной смесью в модуле с инжекционны- ми форсунками / В.Н. Цви1ун [и др.] // Изв. вузов.Чер. металлургия.- 1988.-№10.- С.74-76.
  11. Дифференцированная закалка и свойства рельсов из стали Э76 / А.В. Иванов [и др.] // Изв .вузов.Чер. металлургия,- 1998.- №2.- С.39 -42.
  12. Методы повышения эксплуатационных свойств рельсовой стали /В.А. Бердышев [и др.] // Изв. вузов. Черная металлургия.- 1997.- № 7. — С. 34¬38.
  13. Грачев В.В. Технология повышения эксплуатационных характеристик рельсовой стали дифференцированной закалкой / В.В. Грачев, В.Е. Гро¬мов, В.И. Петров // Материалы всероссийской научно-практической конференции «Металлургия на пороге XXI века: достижения и прогно¬зы». — Новокузнецк, 1999.- С.36 — 42.
  14. Heller W. Рельсы для современных условий эксплуатации / W. Heller, R. Schweitzer // ETR — Eisenbahntechnische Rundschau, — 34.1985.- № 10.- P. 733-736.
  15. Yokoma H. Development ofhigh strength pealitic steel rail(SP Rail) with ex¬cellent wear and damage résistance / H. Yokoma, S. Mitao, M. Takemasa // NKK Technical Review.- 2002.- N 86.- P.l- 17.
  16. Roney M.D. Опыт работы железных дорог США и Канады с осевыми на¬грузками до 30 т // Railway Gazette International.- 1988.- № 6.- P. 385-378.
  17. Шур E.A. Влияние структуры и структурных неоднородностей на свой¬ства термически обработанной рельсовой стали. / Е.А. Шур, Я.Р. Раузин // Рельсы повышенной эксплуатационной стойкости: сб. нуч. тр. М.: Трансжелдориздат, 1966.- С. 115 — 137.
  18. Шур Е.А. Выбор оптимальной структуры закаленных рельсов./ Е.А. Шур, Я.Р. Раузин // Производство, качество и стойкость железнодорож¬ных рельсов: сб. науч. тр. М.: Металлургия, 1966.- С. 201- 207.
  19. Шур Е.А. Причины образования структурных неоднородностей при по¬верхностной закалке высокоуглеродистой конструкционной стали. / Е.А.
  20. Шур, Я.Р. Раузин // Металловедение и термическая обработка метал¬лов.- 1967. — №1.. С. 53 — 56.
  21. Шур ЕЛ. Структурные основы термической обработки рельсов // Тер¬мическая обработка металлов: Сб. докладов. М., Металлургия, 1974. № 3. С. 36-38.
  22. Шур Е.А. Влияние структуры на эксплуатационную стойкость рель¬сов// Влияние свойств металлической матрицы на эксплуатационную стойкость рельсов: сб. науч. тр.- Екатеринбург: ГНЦ РФ ОАО «УИМ», 2006.- С. 37-61.
  23. Добужская А.Б. Исследование структуры рельсов с разной стойкостью против образования контактно-усталостных дефектов / А.Б. Добужская, Г.А. Галицын, В.И. Сырейщикова // Влияние свойств металлической матрицы на эксплуатационную стойкость рельсов: сб. науч. тр. — Екатеринбург: ГНЦ РФ ОАО «УИМ», 2006. — С. 64 — 80.
  24. Определение характеристик микроразрушения рельсовой стали на ос¬нове испытаний на растяжение т оценка их связи с работоспособностью рельсов /Г.А. Галицын [и др.] // Влияние свойств металлической матри¬цы на эксплуатационную стойкость рельсов: сб. науч. тр.- Екатеринбург: ГНЦ РФ ОАО «УИМ», 2006.- С. 81 — 96.
  25. Галицын Г.А. Моделирование эволюции дислокационной структуры стали в процессе нагружения рельсов. / Г.А. Галицын, А.Б. Добужская, В.В. Могильный // Влияние свойств металлической матрицы на экс¬плуатационную стойкость рельсов: сб. науч. тр.- Екатеринбург: ГНЦ РФ ОАО «УИМ», 2006.- С. 97 — 103.
  26. Сравнительный анализ структуры рельсовой стали отечественных и импортных производителей / К.В. Григорович [и др.] // Влияние свойств металлической матрицы на эксплуатационную стойкость рельсов: сб. науч. тр.- Екатеринбург: ГНЦ РФ ОАО «УИМ», 2006.- С. 128 — 141.
  27. Добужская А.Б. О повышении эксплуатационной стойкости рельсов за счет оптимального соотношения пластических свойств и однородности микроструктуры / А.Б. Добужская, Г.А. Галицын // Повышение качества и эксплуатационной стойкости рельсовой продукции: сб. докладов. -М.: Интекст, 2005.- С. 46 — 58.
  28. Казарновский Д.С. Связь между тонкой структурой и усталостной прочностью высокоуглеродистой стали / Д.С. Казарновский, Е.И. Чер¬нов, В.И. Газов // Металлы. — 1984.- №3.- С. 153 — 158.
  29. Счастливцев В.М. Износостойкоть рельсовой стали / В.М. Счастлив¬цев, A.B. Макаров, Т.И. Табатчикова // Влияние свойств металлической матрицы на эксплуатационную стойкость рельсов: сб.науч.тр.- Екате-ринбург: ГНЦ РФ ОАО «УИМ», 2006.- С. 142- 156.