201311_PSpaw_4ju5.pdf 41Przegląd sPawalnictwa 11/2013 Edmund Tasak Aneta Ziewiec Sebastian Lech Maciej Malik Jarosław Kubic Zgrzewanie materiałów niejednorodnych w rozjazdach kolejowych welding of dissimilar metals in the rail crossovers  Pro dr a inż dm nd ta ak dr inż aneta iewiec inż Se a tian Lec – AGH Akademia Górniczo–Hutnicza w Krakowie; mgr inż acie alik mgr inż aro ław ic – Kolejowe Zakłady nawierzchniowe Bieżanów, Kraków. a tract The paper presents the results of the welding param- eters influence on the properties and structure of the rail steel and high-manganese (Hadfield) cast steel rail- way crossover welded joints). As the spacers used steel Cr-ni austenitic steels with different austenite stability. The results showed that the use of metastable austen- itic steel structure provides a better appreciation of slip during use. Large hardness increase is due to dislocation strengthening and transformation of austenite to martens- ite. Also shown that too high temperature in the welding area and melted surface remedy of joined elements leads to a martensitic structure and thus reduce the plastic properties of welded joints. Stre zczenie W pracy przedstawiono wyniki badań wpływu parame- trów zgrzewania na właściwości i strukturę złączy zgrze- wanych stali szynowej z rozjazdem kolejowym ze staliwa wysokomanganowego (Hadfielda). Jako przekładki zasto- sowano staliwa austenityczne Cr-ni o różnej stabilności austenitu. Wyniki badań wykazały, że zastosowanie sta- liwa austenitycznego o metastabilnej strukturze zapewnia lepsze umocnienie przekładki podczas eksploatacji. Duży wzrost twardości jest wynikiem umocnienia dyslokacyjne- go oraz przemiany austenitu w martenzyt. Ponadto wyka- zano, że zbyt wysoka temperatura w obszarze zgrzewania i nieusunięcie nadtopionych powierzchni łączonych ele- mentów prowadzi do powstania struktury martenzytycznej i tym samym obniżenia właściwości plastycznych złączy zgrzewanych. t p Łączenie materiałów różnorodnych takich, jak sta- liwo wysokomanganowe i stal węglowa, nastręcza z reguły wiele problemów z uwagi na różne właściwo- ści mechaniczne, elektryczne i przewodność cieplną. Ponadto w procesie łączenia mogą tworzyć się nie- korzystne struktury znacznie obniżające właściwo- ści plastyczne złącza. Stąd też właściwą technologię zgrzewania stali manganowej ze stalą węglową, gwa- rantującą odpowiednie właściwości wytrzymałościowe i plastyczne, opanowało niewiele firm. Krzyżownice i rozjazdy kolejowe wykonuje się obec- nie ze staliwa wysokomanganowego (staliwa Hadfielda GX120Mn13) lub jako elementy kute ulepszane ciepl- nie powierzchniowo o mikrostrukturze perlitycznej. W ostatnich latach prowadzone są prace nad wpro- wadzeniem technologii produkcji rozjazdów ze staliwa bainitycznego [1÷8]. Zgrzewanie materiałów jedno- rodnych, tzn. kutej krzyżownicy z szyną ze stali per- litycznej, nie nastręcza większych problemów i jest technologicznie opanowane. Krzyżownica ze staliwa austenitycznego wysokomanganowego nie może być bezpośrednio zgrzewana z szyną ze stali węglowej lub węglowo-manganowej ze względu na nieodpowiednią 42 Przegląd sPawalnictwa 11/2013 jakość połączenia. Dlatego łączenie staliwa wysokoman- ganowego z szynami wykonuje się metodą zgrzewania przez przekładkę ze staliwa lub stali austenitycznej chromowo-niklowej [9]. Proces łączenia został zastrze- żony patentami [10÷13]. Oprócz technologii w patencie [10] zastrzeżono również materiał przekładki ze stali au- stenitycznych X10CrniTi18-9, X10Crninb18-10, X5Cr- ninb18-10. W krajowym patencie [11] zamiast procesu zgrzewania przekładki austenitycznej do stali węglowej zastosowano proces napawania stali austenitycznej Cr-ni na stal węglową i tak napawaną przekładkę zgrze- wano następnie ze staliwem wysokomanganowym. Wadą wykonanych połączeń według patentów [10, 11] jest przekładka ze stali austenitycznej Cr-ni, która jest mniej odporna na ścieranie i już po krótkim okresie eks- ploatacji na powierzchni tocznej w jej miejscu przekładki może powstać wgłębienie, co powoduje szybkie zuży- wanie się sąsiadujących obszarów ze staliwa wysoko- manganowego i szyny ze stali węglowej. Zgodnie z opisem patentowym [10] proces łączenia elementów rozjazdów z austenitycznego staliwa man- ganowego np. krzyżownic czy szyn ze stali mangano- wej z szyną ze stali węglowej, polega na zastosowaniu wkładki pośredniej z niskowęglowej stali austenitycznej. W pierwszym zabiegu tego procesu zgrzana zostaje wkładka pośrednia z szyną. W drugim zabiegu zgrze- wania, po ucięciu wkładki pośredniej na długość poniżej 25 mm, wkładka zostaje zgrzana z elementem ze sta- liwa manganowego. Po wykonaniu pierwszej zgrzeiny prowadzona jest obróbka cieplna, polegająca na wy- żarzaniu w zakresie temperatury 350÷1000OC. Patent [11] zakłada, że obróbka cieplna pierwszej zgrzeiny w wyniku zachodzących procesów dyfuzji doprowadza do wyrównania różnicy koncentracji całkowicie różnych składów chemicznych wkładki pośredniej i stali szyno- wej, przy czym równocześnie uzyskuje się nie tylko wy- równanie koncentracji w pierwszej zgrzeinie, ale także likwiduje się ewentualnie utworzony martenzyt. Pogląd ten zdaniem autorów niniejszego artykułu jest całko- wicie błędny, bowiem jak wykazały badania, obróbka cieplna zgrzeiny stali perlitycznej z austenityczną prze- kładką ze stali chromowo-niklowej nie likwiduje struktu- ry martenzytycznej w strefie zgrzeiny, ale – przeciwnie – zwiększa ilość i twardość martenzytu [14]. ateriał i metodyka ada Materiałem do badań były szyny ze stali R350HT zgrze- wane ze staliwem wysokomanganowym GX120Mn13. Jako przekładki zastosowano staliwo austenityczne chro- mowo-niklowe GX5Crni19-10 oraz staliwo chromowo-ni- klowe o obniżonej stabilności austenitu o składzie stali X5Crni17-7 [12]. W zgłoszonym patencie [12] przekładka ze staliwa austenitycznego chromowo-niklowego ma tak dobrany skład chemiczny, że ma metastabilną strukturę austenityczno-martenzytyczną, a podczas kontaktu koła z główką szyny oprócz umocnienia przez zgniot nastę- puje dalsza przemiana fazowa austenitu w martenzyt i wzrost twardości przekładki. Zjawisko to powinno za- pewnić większą trwałość złącza zgrzewanego w po- równaniu do dotychczas stosowanych rozwiązań. Zgrzewanie wykonano na przemysłowej zgrzewar- ce Schlatter według programu zgrzewania, którego schemat pokazano na rysunku 1. Przykład wykona- nego złącza pokazano na rysunku 2, natomiast prze- krój wzdłużny na rysunku 3. Badania prowadzono na złączach zgrzewanych o różnej szerokości przekładki austenitycznej oraz wg różnych parametrów. Ry 1 Schemat zmian parametrów w procesie zgrzewania doczo- łowego iskrowego ig 1 Butt spark welding process parameters change Ry 2 Złącze staliwa wysokomanganowego z szynami skrzydłowy- mi przez przekładkę ze stali austenitycznej Cr-ni ig 2 Welded joint of high-manganise cast steel with wing rail by spacer of austenitic steel Cr-ni Ry 3 Przekrój wzdłużny złącza zgrzewanego o średniej szerokości przekładki ok. 5 mm ig 3 Longitudinal section of the welded joints with an average width of about 5 mm spacers 43Przegląd sPawalnictwa 11/2013 na złączach wykonano: – technologiczną próbę zginania całego złącza, – próbę zginania małych próbek wyciętych ze złącza, – badania nieniszczące i makroskopowe, – badania mikroskopowe, – rentgenowską oraz metalograficzną analizę fazową, – pomiary twardości, – próby umocnienia i zmian mikrostruktury w czasie odkształcania powierzchni główki szyny. yniki ada Pr y zginania Zgodnie z projektem normy En 14587-3 (2009) jakość złącza zgrzewanego określa się w próbie zginania statycznego. Odcinek zgrzanych szyn o dłu- gości ok. 1150 mm ustawia się na podporach i zgina na prasie (rys. 4). Trzpień dociskowy powinien znajdować się w miejscu zgrzeiny. Kryterium oceny jest wielkość strzałki ugięcia do pęknięcia oraz siła powodująca pęk- nięcie. W badanym przypadku pęknięcie złącza wystą- piło przy obciążeniu siłą 1170 kn i strzałce ugięcia 21 mm. Wartości te spełniają wymagania projektu normy En 14587-3 (2009), w której dla zgrzein szyn R350HT z przekładką austenityczną wymagana minimalna siła niszcząca złącze wynosi 850 kn. Dodatkowo w warun- kach technicznych wykonania i odbioru zgrzein w KZn Bieżanów założono minimalną wartość strzałki ugięcia 20 mm. Aby określić wpływ szerokości przekładki na jakość połączenia zgrzewanego, ze złączy o średniej szero- kości przekładki 5 i 0,75 mm wycięto próbki do próby zginania o szerokości 20 mm i grubości 10 mm. Zgina- nie prowadzono na trzpieniu d = 3g. Próbki zginano na stanowisku pokazanym na rys 5. Rysunek 6 ilustruje wygląd próbek po zginaniu. Kry- terium jakości złącza był kąt zgięcia do pojawienia się pęknięcia po stronie rozciąganej. Wyniki próby zgina- nia przedstawiono w tablicy I. Dane w tablicy I wskazują, że przy małej szeroko- ści przekładki kąty zgięcia do wystąpienia pęknięcia są bardzo małe. Cechą charakterystyczną pękania pod- czas zginania było to, że pęknięcie przebiegało obok linii zgrzania po stronie staliwa manganowego. Ry 4 Schemat stanowiska do zginania złącza zgrzewanego ig 4 Spark weld bending test station Ry 5. Schemat stanowiska do zginania próbek złączy zgrzewanych ig 5. Spark weld specimen bending test station adania nieni zczące i makro kopowe Badania penetracyjne wykonanych złączy nie wyka- zały obecności niezgodności w zgrzeinie. Analiza ma- kroskopowa pierwszych prób zgrzewania wykazała, że szerokość austenitycznej przekładki po zgrzaniu wyno- si ok. 15 mm. Była ona jednak zbyt duża, gdyż zgodnie z założeniami powinna wynosić ok. 5 mm. następne próby zgrzewania wykonane przy skorygowanych pa- rametrach pozwoliły uzyskać właściwą szerokość prze- kładki w główce szyny ok. 5 mm (rys. 3). Zwiększenie siły i drogi spęczania spowodowało prawie całkowite usunięcie przekładki. adania mikro kopowe Badania jakości zgrzein wykonano na próbkach wy- ciętych z główki szyny szyjki i stopki. Jakość zgrzeiny była taka sama w każdym miejscu, stąd też przed- stawione zdjęcia mikrostruktury są reprezentatyw- ne dla całego złącza. Badania przeprowadzono dla Ry 6 Próbki po próbie zginania ig 6 Samples after bending test nr próbki Szerokość przekładki mm Kąt zgięcia, o 1a 5 16 1b 5 15 2a 0,75 9 2b 0,75 7 ta lica I Kąty zgięcia próbek ta le I Samples bending angle 44 Przegląd sPawalnictwa 11/2013 złączy z przekładką austenityczną ze staliwa GX5Cr- ni19-10 oraz przekładką austenityczną ze staliwa o składzie stali X5Crni17-7. na rysunku 7 przedsta- wiono mikrostrukturę przekładki staliwa typu 17-7. W strukturze występuje austenit z ferrytem δ oraz martenzyt α’ powstały podczas chłodzenia po zgrza- niu. Obecność martenzytu wskazuje, że temperatura przemiany martenzytycznej Ms jest powyżej tempe- ratury otoczenia. Badania dylatometryczne materia- łu przekładki [15] wykazały, że temperatura początku przemiany austenitu w martenzyt Ms wynosi ok. 160 oC. W literaturze jest znanych wiele wzorów, które pozwa- lają ze składu chemicznego obliczyć temperaturę Ms. Obliczone z tych wzorów temperatury Ms dla analizo- wanej przekładki są jednak bardzo rozbieżne od –84 do +145oC. Jedynie temperatura Ms = 145 oC obliczona z zależności podanej w [16] Ms [K] = 764,2 – 302,6(%C) – 30,6(%Mn) – 16,6(%ni) + – 8,9(%Cr) + 2,4(%Mo) – 11,3(%Cu) + + 8,58(%Co) + 7,4(%W) – 14,5(%Si) jest zgodna z temperaturą Ms wyznaczoną dylatome- trycznie. Ilość ferrytu i martenzytu α’ określono metodą mikro- skopową oraz rentgenowską analizą fazową. Pomiar procentowej zawartości ferrytu δ metodą mikroskopo- wą polegał na wykonaniu kilkunastu zdjęć mikrostruk- tury z losowo wybranych obszarów i ich analizie za pomocą programu komputerowego Sigma Scan Pro. Udział objętościowy ferrytu δ wynosił 8,3%, natomiast martenzytu α’ ok. 50%. Rentgenowska analiza fazowa pozwalała określić łączny udział ferrytu δ i martenzy- tu α’. Średni udział tych faz wynosił ok. 60,3%, co jest w bardzo dobrej zgodności z pomiarami metodą mikro- skopową. Mikrostruktura przekładki ze staliwa X5Crni19-10 jest austenityczna z ok. 5% udziałem ferrytu δ (rys. 8). Martenzyt α’ w tym staliwie nie występuje. Obserwacje mikrostruktury zgrzeiny po stronie sta- li perlitycznej nie wykazały obecności niezgodności typu żużle, wtrącenia, przyklejenia. Można było je- dynie stwierdzić wyraźne nadtopienie materiałów w miejscu zgrzania i znaczny stopień wymieszania ma- teriału przekładki ze stalą węglową (rys. 9). Stopiony i wymieszany materiał w miejscu zgrzeiny nie został Ry 7. Mikrostruktura przekładki ze staliwa GX5Crni19-10. Ferryt δ (ciemny) i martenzyt α’ na tle austenitu ig 7 Microstructure of spacer of GX5Crni19-10 cast steel. Ferrite δ (dark) and martensite α’ against austenite Ry 8 Mikrostruktura przekładki ze staliwa GX6Crninb18-10. Fer- ryt δ (ciemny) na tle austenitu ig 9 Microstructure of spacer of GX5Crni19-10 cast steel. Ferrite δ (dark) against austenite Ry 9 Mikrostruktura obszaru linii zgrzania przekładki ze stalą szy- nową. Widoczne znaczne wymieszanie materiałów w miejscu łącze- nia oraz powstanie niekorzystnej struktury martenzytycznej ig 9 Microstructure of fusion line of spacer and rail steel. Visible good fusion of steels and disadvantageous martensitic microstructure Ry 10 Mikrostruktura obszaru linii zgrzania przekładki ze staliwem manganowym ig 10 Microstructure of fusion line of spacer and manganese cast steel Ry 11 Przebieg pęknięcia przy linii zgrzania w obszarze występo- wania pasm fazy ε i martenzytu α’ ig 11 Crack near to fusion line in the zone of bands of ε phase and martensite α’ 45Przegląd sPawalnictwa 11/2013 Ry 12 Kruchy transkrystaliczny i międzykrystaliczny charakter pę- kania ig 12 Transcrystalline and intercrystalline brittle fracture usunięty w procesie spęczania. Spowodowało to po- wstanie struktury martenzytycznej o mikrotwardości mierzonej wgłębnikiem Knoopa 939 HK0,05 (ok. 970 HV) [17]. Wyraźne nadtapianie się granic ziaren w sta- li perlitycznej świadczy o zbyt wysokiej temperaturze procesu zgrzewania. Zgrzeina po stronie staliwa wysokomanganowe- go również nie wykazuje wad. Mikrostrukturę strefy zgrzeiny przedstawiono na rysunku 10. Staliwo man- ganowe ma strukturę austenityczną po przesyceniu. Przy linii zgrzania widoczne są wyraźne linie sugeru- jące, że są to pasma odkształceń. Jednak szczegóło- wa analiza wykazała, że nie są to pasma odkształceń, lecz pasma fazy ε (martenzytu ε) oraz martenzytu α’ na przecięciu pasm fazy ε. Fazy te powstają podczas chłodzenia z austenitu manganowego o obniżonej sta- bilności. Obecność martenzytu potwierdziły badania magnetyczne na stanowisku do mikroskopowej identy- fikacji faz magnetycznych [15]. Podstawowym problemem, który należało wyjaśnić podczas badań mikroskopowych, było zjawisko pęka- nia małych próbek podczas zginania po stronie staliwa Hadfielda. Spodziewano się, że najbardziej kruchym obszarem jest obszar linii zgrzania po stronie stali szy- nowej. W rzeczywistości okazało się, że pękanie prze- biega w staliwie Hadfielda w obszarze występowania pasm fazy ε i martenzytu α’ (rys. 11). Obecność tych faz można wyjaśnić następująco. nadtopienie materiałów w czasie zgrzewania i nieusunięcie stopionego obsza- ru w procesie spęczania oraz wolne chłodzenie powo- duje dyfuzję węgla i manganu ze staliwa manganowe- go do austenitycznej przekładki. Austenit manganowy przy zgrzeinie zubożony w węgiel i mangan podczas chłodzenia ulega przemianie w fazę ε i martenzyt α’. Fazy te usytuowane na płaszczyznach typu (111) wy- wołują pękanie kruche transkrystaliczne (rys. 12). adania rozkład twardo ci i topnia mocnienia powierzc ni zyny Rozkład twardości na przekroju złącza zgrze- wanego przedstawiono na rysunku 13. Bada- nia twardości w strefie złącza wykazały, że stali- wo austenityczne manganowe ma twardość ok. 230 HV10, przekładka austenityczna ze stali Cr- ni ok. 210 HV10, natomiast stal szynowa w SWC w pobliżu linii zgrzania ok. 370 HV10. W dalszej odle- głości ok. 5 mm od linii zgrzania twardość wynosi ok. 400 HV10. Aby potwierdzić tezę, że zastosowana przekładka będzie ulegała znacznemu umocnieniu w wyniku od- kształcenia powierzchniowego, metodą młotkowania odkształcono przekładkę austenityczną oraz staliwo manganowe w główce szyny. Ubytek wysokości wy- nosił ok. 0,4 mm przy wysokości próbki 15 mm. Z tak przygotowanej główki szyny wycięto próbki do pomia- ru rozkładu twardości pod powierzchnią główki. Wyniki pomiarów przedstawiono na rysunkach 14÷16. Z wykresów widać, że odkształcanie przekładki au- stenitycznej Cr-ni z metastabilnym austenitem spo- wodowało prawie 2,5-krotny wzrost twardości przy powierzchni do poziomu ok. 510 HV10. Tak duży wzrost twardości jest wynikiem umocnienia dyslo- kacyjnego i przemiany fazowej austenitu w marten- zyt α’. W staliwie ze stabilnym austenitem (GX5Cr- ni19-10) twardość wzrasta do poziomu 370 HV10. niewielki wzrost twardości jest wynikiem tylko umoc- nienia dyslokacyjnego W staliwie manganowym Ry 13 Rozkład twardości na przekroju złącza zgrzewanego z przekładką ze staliwa GX5Crni17-7 ig 13 Hardness distribution in the cross-section of welded joint with spacer of GX5Crni17-7 cast steel Ry 14 Rozkład twardości od umacnianej powierzchni w przekład- ce ze staliwa GX5Crni17-7 ig 14 Hardness distribution in strengthening surface of GX- 5Crni17-7 cast steel spacer 46 Przegląd sPawalnictwa 11/2013 Ry 15 Rozkład twardości od umacnianej powierzchni w przekład- ce ze staliwa GX5Crni19-10 ig 15 Hardness distribution in strengthening surface of GX5Cr- ni19-10 cast steel spacer Ry 16 Rozkład twardości od umacnianej powierzchni staliwa wysokomanganowego GX120Mn13 ig 16 Hardness distribution in strengthening surface of GX120Mn13 high-manganese cast steel spacer nio ki 1. Badania makroskopowe i mikroskopowe połącze- nia zgrzewanego z przekładką ze staliwa austeni- tycznego o obniżonej stabilności austenitu wyka- zały prawidłową geometrię złącza. Linia zgrzania zarówno po stronie staliwa manganowego, jak i stali szynowej nie wykazuje niezgodności spa- walniczych. Dowodem tego jest właściwa wartość strzałki ugięcia, wymagany poziom siły niszczenia złącza w czasie próby zginania oraz lokalizacja pęknięcia w materiale stali szynowej R350HT. 2. Struktura przekładki składa się z austenitu, ferrytu δ oraz martenzytu α’. W czasie współpracy koła z powierzchnią główki będzie zachodziła dal- sza przemiana fazowa austenitu w martenzyt α’, powodująca samoutwardzanie się przekładki, co zapobiegnie tworzeniu się wgłębienia na po- wierzchni główki szyny w miejscu austenitycznej przekładki. 3. Odkształcenie powierzchni główki szyny w miejscu złącza metodą młotkowania, symulujące umocnie- nie złącza w czasie eksploatacji, potwierdziło prze- bieg przemiany fazowej austenit w martenzyt α’ w austenitycznej przekładce ze staliwa X5Crni17-7 i wzrost twardości do 510 HV10. W przekładce ze staliwa GX5Crni19-10 ze stabilnym austeni- tem twardość powierzchni wzrasta do 370 HV10. W odlewie ze staliwa manganowego umocnienie powierzchni w wyniku młotkowania powoduje wzrost twardości do 600 HV10. Duży stopień umocnienia przekładki ze staliwa z metastabilnym austenitem zagwarantuje dużą odporność na zużycie złącza zgrzewanego. 4. Zmierzona metalograficznie ilość ferrytu w prze- kładce ze stali austenitycznej wynosi ok. 8,3% Udział martenzytu zależy od miejsca pomiaru. W środku szyny udział martenzytu ma wartość ok. 15%, natomiast przy powierzchni nawet 50%. Wyznaczona metodą rentgenowską łączna zawar- tość ferrytu i martenzytu przy powierzchni wynosi ok. 55%. W strefie umocnionej odkształceniem su- maryczny udział ferrytu δ i martenzytu to ok. 60%. Wyniki pomiarów ilości ferrytu δ i martenzytu α’ wykonane metodą rentgenowskiej analizy fazowej i metalograficznie są więc zbieżne. 5. Stwierdzona niska plastyczność złączy zgrzewa- nych w pierwszych próbach była wynikiem zbyt wysokiej temperatury w procesie zgrzewania i nieusuwaniem w czasie spęczania nadtopionych obszarów. Skorygowane parametry zgrzewania (ilość impulsów, ustawienie płaszczyzny zgrzewa- nia względem elektrod prądowych, siła docisku) pozwoliły wyeliminować błędy i otrzymać złącza zgrzewane, które spełniają wymagania postawio- ne w odpowiednich przepisach kolejowych. odkształcenie spowodowało wzrost twardości 2,6 razy do poziomu ok. 600 HV10. Duży wzrost twardości w staliwie manganowym (Hadfielda) jest wynikiem umoc- nienia dyslokacyjnego, bliźniakowania oraz przemiany fa- zowej austenitu w martenzyt ε i α’. Podobny stopień umoc- nienia w czasie odkształcania powierzchni główki szyny manganowej i przekładki ze staliwa o składzie stali X5Cr- ni17-7 z metastabilnym austenitem powinien zapewnić dobrą odporność na zużycie złącza zgrzewanego. Wykorzystując opracowaną technologię spajania i nowy materiał na przekładki, w KZn Bieżanów wyko- nano ponad 20 złączy stali szynowej R350HT ze sta- liwem wysokomanganowym. Złącza te zamontowano w rozjazdach kolejowych na krajowych liniach kole- jowych w 2012 r. Okresowe rewizje rozjazdów wska- zują na bardzo dobre zachowanie się ich w czasie eksploatacji. 47Przegląd sPawalnictwa 11/2013 Literat ra [1] Dobosz S., Pacyna J., Tasak E., Kusiński J.: nowe tworzywa bainityczne na rozjazdy krzyżownic kolejowych, Projekt roz- wojowy nr R0700702 finansowany przez KBn, AGH Kraków 2008-2010. [2] Gawlik S., naróg P., Głownia J.: Charakterystyka staliwa bainitycznego na rozjazdy kolejowe, Materiały Konferencji „Staliwo – nowe wyzwania przemysłowe” Kraków 2013. [3] Parzych S.: Struktura i właściwości połączeń zgrzewanych stali i staliw stosowanych w kolejnictwie, Praca doktorska, AGH Kraków 2012. [4] Parzych S., Krawczyk J.: The influence of heat treatment on microstructure and tribological properties of resistance butt welds of a cast bainitic steel, Archives of Metallurgy and Ma- terials, vol. 57, issue 1, s. 261–264, 2012. [5] Parzych S.: Mikrostruktura i właściwości staliwa bainitycz- nego po różnych wariantach obróbki cieplnej, XXXIX Szkoła Inżynierii Materiałowej, Kraków-Krynica, 27.09-2.10.2011, s. 290-301, 2011. [6] Parzych S., Tasak E.: Influence of heat treatment on micro- structure and properties of bainitic cast steel used for frogs in railway crossovers , Archives of Foundry Engineering, vol. 10, special issue 1, s.113–116, 2010. [7] Krawczyk J., Parzych S.: Microstructure formation and pro- perties of abrasion resistant cast steel, Archives of Foundry Engineering, vol. 10 special issue 1, s. 295–300, 2010. [8] Parzych S., Tasak E.: Właściwości odlewanych monoblo- kowych krzyżownic wykonanych ze staliwa bainityczne- go, Materiały Konferencji Spawalnictwo dróg szynowych: jakość–niezwodność–bezpieczeństwo, Warszawa–Bochnia, 12-14.05.2010, s.92-97, 2010. [9] Tasak E., Henel G., Żurek Z.: Technologia wytwarzania roz- jazdów ze staliwa manganowego spajanego ze stalą węglo- wą, Przegląd Spawalnictwa nr 5 2007 s. 30-33. [10] Blaumauer J.: patent EP 0 467 881 A1 (patent PL 167992): Verfahren zur Verbindung von aus Manganhartstahiguss bestehenden Weichenteilen bzw. Manganstahlschienen mit einer Schiene aus Kohlenstoffstahl, 1991. [11] Tasak E.: patent P.365917, Sposób łączenia elementów roz- jazdowych wykonanych ze staliwa wysokomanganowego i stali szynowej węglowej, 2004. [12] Tasak E., Ziewiec A., Paś J., Sajon S.: Sposób łączenia elementu z austenitycznego staliwa wysokomanganowego z elementem ze stali węglowo-manganowej lub stali węglo- wej, zgłoszenie patentowe P.395747 z dnia 25.07.2011. [13] Tasak E., Ziewiec A., Ziewiec K.: Sposób łączenia elemen- tów rozjazdowych wykonanych z austenitycznego staliwa lub stali wysokomanganowej i szyn ze stali węglowo-manga- nowej lub węglowej, zgłoszenie patentowe P.400757 z dnia 13.09.2012. [14] Lech S.: Wpływ grubości przekładki i obróbki cieplnej na wła- ściwości złącza zgrzewanego stali R350HT ze staliwem wy- sokomanganowym, Referat wygłoszony na 50. Konferencji Studenckich Kół naukowych AGH, Kraków 2013. [15] Formowicz K., Tasak E.: Przemiany fazowe i strukturalne występujące w procesie zgrzewania staliwa manganowego ze stalą węglową poprzez przekładkę ze stali austenitycz- nej, Materiały 50. Konferencji Studenckich Kół naukowych AGH, Publikacje Laureatów, Wyd. Studenckie Towarzystwo naukowe Kraków 2013. [16] Capdevila C., Caballero F.G., Garcia de Andres C.: Deter- mination of Ms Temperature in Steels: A Bayesian neural network Model, ISIJ International 42 (2002) 894. [17] Formowicz K.: Właściwości i struktura złączy zgrzewanych staliwa wysokomanganowego z szyną ze stali węglowej, Projekt inżynierski. AGH Kraków 2013. 6. Przeprowadzone badania złącza zgrzewanego staliwa wysokomanganowego z szyną ze stali wę- glowej przez przekładkę ze staliwa austenityczne- go z metastabilnym austenitem w pełni potwierdzi- ły założenia i oczekiwania stawiane połączeniom zgrzewanym w rozjazdach kolejowych. Zastoso- wanie na przekładkę staliwa austenitycznego o obniżonej trwałości austenitu pozwala uzyskać złącze, w którym w procesie eksploatacji umoc- nienie staliwa manganowego i przekładki bę- dzie podobne, co wpłynie na wzrost odporności na zużycie. Badania wykonano w ramach projektu nr 179178 umowa nr PBS1/A5/8/2012 r Redakcja Przegląd Spawalnictwa, ul. Świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, fax: 22 336 14 79; e-mail: pspaw@ps.pl, www.pspaw.ps.pl