任金雷 高松福 石孟雷 宋宏圖 李濤 麻睿 王志強(qiáng)

1.中國(guó)鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司金屬及化學(xué)研究所，北京 100081；2.中國(guó)鐵路呼和浩特局集團(tuán)有限公司集寧工務(wù)段，內(nèi)蒙 古集寧 012000；3.內(nèi)蒙古集通鐵路（集團(tuán)）有限責(zé)任公司大板綜合維修段，內(nèi)蒙 古赤峰 025150

鋼軌鋁熱焊焊接技術(shù)是鐵路無(wú)縫線路鋼軌焊接的重要焊接技術(shù)之一，應(yīng)用在聯(lián)合接頭、轍岔、鎖定焊、既有線應(yīng)力放散、斷軌搶修、日常換軌等工作中［1-2］，其特點(diǎn)是設(shè)備簡(jiǎn)單、作業(yè)時(shí)間短、占用空間?。?］。目前國(guó)內(nèi)普遍應(yīng)用的鋁熱焊接材料有三種，分別是德國(guó)Thermit 焊接材料、法國(guó)QPCJ 焊接材料和國(guó)產(chǎn)ZTK‐1型焊接材料。

焊接材料主要包括鋁熱焊劑、砂型、坩堝等。鋼軌鋁熱焊接砂型與待焊接的2 段鋼軌圍成的空腔，構(gòu)成了鋼水澆注系統(tǒng)［4］。砂型是澆注系統(tǒng)的重要組成部分，其中砂型冒口是一個(gè)儲(chǔ)存鋁熱鋼水的空腔，主要作用是存儲(chǔ)在鋁熱鋼水凝固過(guò)程中由于體積變化而需要補(bǔ)償?shù)慕饘僖?，以防止焊筋處出現(xiàn)收縮類缺陷，此外冒口還有排氣及匯集浮渣和非金屬夾雜物的作用［5］。各國(guó)的鋁熱焊砂型配合相應(yīng)焊劑、坩堝等，加之特定的焊接工藝，能夠滿足鋼水澆注過(guò)程中的充型能力和補(bǔ)縮能力。

隨著國(guó)產(chǎn)ZTK‐1 型焊接材料現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用越來(lái)越廣泛，其砂型結(jié)構(gòu)特點(diǎn)與其焊接工藝方面暴露的問(wèn)題也顯現(xiàn)出來(lái)。主要表現(xiàn)為國(guó)產(chǎn)ZTK‐1型砂型冒口尺寸較大，加之特定預(yù)熱工藝，導(dǎo)致焊后殘余冒口棒打磨量大，打磨用時(shí)久；焊后軌腰及以下部位溢流飛邊嚴(yán)重，打磨困難，進(jìn)一步增加了打磨用時(shí)。焊縫邊緣在軌頭下顎、軌腰表面與溢流飛邊交界的根部容易出現(xiàn)傷損，實(shí)際探傷工作中容易漏檢［6］。因此，鋁熱焊接焊后需要將溢流飛邊完全打磨干凈。一般普速線路單線維修天窗只有 90 min［7］，國(guó)產(chǎn) ZTK‐1 型焊接材料的應(yīng)用受到極大制約。

本文對(duì)國(guó)產(chǎn)ZTK‐1型砂型及焊接工藝進(jìn)行優(yōu)化研究，通過(guò)砂型優(yōu)化、預(yù)熱模擬及試驗(yàn)、焊接試驗(yàn)、接頭性能檢測(cè)等方法，在保證接頭力學(xué)性能的同時(shí)降低殘余冒口棒打磨量及溢流飛邊打磨量，減少打磨時(shí)間，增強(qiáng)現(xiàn)場(chǎng)天窗點(diǎn)焊接適用性。

1 砂型優(yōu)化

國(guó)產(chǎn)ZTK‐1 型砂型采用雙冒口結(jié)構(gòu)，靠近三角區(qū)的內(nèi)側(cè)為圓冒口，直徑16 mm；靠近軌底角的外側(cè)為方冒口，尺寸32 mm×13 mm。調(diào)研現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)顯示，殘余冒口棒打磨量主要集中在外側(cè)方冒口，推瘤完成后外側(cè)方冒口棒平均殘余高度14 mm，打磨量11 787 mm3，打磨用時(shí)約9 min，焊后溢流飛邊打磨用時(shí)5 ～10 min。因此，對(duì)外側(cè)方冒口進(jìn)行優(yōu)化，將其軌底角根部處方冒口改為8.5 mm × 12.5 mm 的兩個(gè)方冒口，厚度為18 mm ，在砂型上方匯聚為同一冒口。圖1 為優(yōu)化前后砂型三維結(jié)構(gòu)，圖中藍(lán)色面為冒口優(yōu)化部位。

圖1 優(yōu)化前后砂型三維結(jié)構(gòu)

2 預(yù)熱模擬

鋁熱焊接焊前預(yù)熱是影響接頭質(zhì)量的重要因素，預(yù)熱不當(dāng)則會(huì)在軌底及軌腰部位形成熱裂紋［8-9］。文獻(xiàn)［10］通過(guò)鋁熱焊接過(guò)程的數(shù)值模擬及工藝優(yōu)化解決了焊縫軌腰中部缺陷產(chǎn)生的問(wèn)題。本文通過(guò)對(duì)優(yōu)化后的砂型進(jìn)行預(yù)熱數(shù)值模擬觀察待焊鋼軌端面各部位的溫度狀態(tài)。

2.1 模型建立及網(wǎng)格劃分

采用三維軟件建立砂型與待焊鋼軌的1∶1實(shí)體模型。模型中采用60 kg/m鋼軌及優(yōu)化后的ZTK‐1砂型，2 段鋼軌預(yù)留間隙30 mm，預(yù)熱器出口端面距鋼軌頂面50 mm；氣體出口共32孔，每孔直徑1.1 mm。

采用有限元軟件進(jìn)行預(yù)熱模擬，默認(rèn)丙烷完全燃燒。燃燒溫度設(shè)為1 800 ℃，待預(yù)熱鋼軌溫度設(shè)為25 ℃。采用流-固耦合熱模擬方法，計(jì)算燃燒氣體對(duì)鋼軌端面的加熱溫度。加熱時(shí)間為300 s，計(jì)算迭代次數(shù)設(shè)為1 000。

2.2 流場(chǎng)模擬結(jié)果

圖2為型腔中各部位氣體流速的模擬云圖?？梢钥闯觯瑲怏w在進(jìn)入型腔后，在型腔中部和型腔軌底角部位返回時(shí)流速最大，對(duì)這兩個(gè)部位的加熱作用也較強(qiáng)。

2.3 溫度模擬結(jié)果

圖3 為預(yù)熱模擬完成后鋼軌端面溫度分布云圖?？梢钥闯觯侯A(yù)熱完成后軌頭溫度較低，這是由于軌頭部位尺寸較大，相同溫升下需要較多的熱輸入量；軌底角及軌腰溫度較高，整體溫度分布較均勻，無(wú)局部明顯低溫或高溫現(xiàn)象，說(shuō)明優(yōu)化后的砂型能夠滿足預(yù)熱效果。

3 預(yù)熱試驗(yàn)

對(duì)預(yù)熱模擬結(jié)果進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。采用60 kg/m 的U75V鋼軌，焊接材料及工機(jī)具為ZTK‐1型及配套的專用工機(jī)具。根據(jù)文獻(xiàn)［11］，預(yù)熱測(cè)溫宜采用K 型熱電偶和溫度采集儀。本次試驗(yàn)所用熱電偶測(cè)溫范圍為-200 ～1 200 ℃，溫度采集儀采集步距為1 s。測(cè)量斷面距端面5 mm，共12 個(gè)測(cè)點(diǎn)，位置分布見(jiàn)圖4（a），預(yù)熱試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)見(jiàn)圖4（b）。

圖4 測(cè)點(diǎn)位置及預(yù)熱試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)

試驗(yàn)中，預(yù)熱器距鋼軌踏面50 mm，鋼軌預(yù)留間隙30 mm，以軌頭踏面為準(zhǔn)。預(yù)熱用氧氣壓力0.3 MPa，丙烷壓力0.1 MPa。溫度測(cè)量結(jié)果見(jiàn)圖5。可以看出：軌頭部位溫度略低于軌腰等其他部位，鋼軌端面各部位溫度分布較均勻，與數(shù)值模擬結(jié)果基本相同。

圖5 端面溫度測(cè)量結(jié)果

文獻(xiàn)［9］指出，當(dāng)預(yù)熱時(shí)間為2.5 ～ 5.5 min 且預(yù)熱軌溫度達(dá)到950 ℃以上時(shí)，預(yù)熱時(shí)間對(duì)焊縫處化學(xué)成分幾乎沒(méi)有影響，顯微組織變化也不大，均為珠光體和鐵素體兩相組織。結(jié)合ZTK‐1型鋁熱焊接操作工藝特點(diǎn)與本次預(yù)熱試驗(yàn)結(jié)果，選取預(yù)熱210、240、270 s時(shí)端面各部位溫度（表1）進(jìn)行分析。其中，軌頭、軌腰、軌底溫度分別為 1#—4#、5#—8#、9#—12#測(cè)點(diǎn)平均溫度。

表1 不同預(yù)熱時(shí)間下各部位溫度

由表1可以看出：隨著預(yù)熱時(shí)間增加，端面溫度基本均勻上升；預(yù)熱時(shí)間為210、240、270 s 時(shí)，端面平均溫度滿足TB/T 1632.3—2019《鋼軌焊接第3 部分：鋁熱焊接》中預(yù)熱溫度宜為700 ～1 000 ℃的要求。

4 焊接試驗(yàn)

4.1 預(yù)熱時(shí)間試驗(yàn)

焊接試驗(yàn)采用與預(yù)熱試驗(yàn)相同的參數(shù)。210、240、270 s 三組預(yù)熱時(shí)間下各焊接3 個(gè)接頭。焊接完成后390 s拆除模具，510 s推瘤。推瘤后去除冒口棒，計(jì)算打磨量。結(jié)果表明：預(yù)熱時(shí)間為210 s 時(shí)，殘余冒口棒平均打磨量為4 817 mm3，比優(yōu)化前減少了59%；預(yù)熱時(shí)間為240、270 s時(shí)，殘余冒口棒平均打磨量基本相同，分別為5 454 mm3和5 596 mm3，比優(yōu)化前分別減少了54%和53%。

記錄不同預(yù)熱時(shí)間下殘余冒口棒及溢流飛邊打磨時(shí)間并計(jì)算平均打磨時(shí)間，結(jié)果見(jiàn)表2。可以看出：小打磨平均時(shí)間隨預(yù)熱時(shí)間增加而增加，預(yù)熱時(shí)間為210、240 s時(shí)，分別為379、420 s，其中預(yù)熱時(shí)間為240 s時(shí)，溢流飛邊打磨時(shí)間比優(yōu)化前最少用時(shí)降低16%；預(yù)熱時(shí)間為270 s 時(shí)，打磨時(shí)間明顯增加，為646 s，主要表現(xiàn)為溢流飛邊打磨時(shí)間增加，與優(yōu)化前相差不大，這是由于預(yù)熱時(shí)間的加長(zhǎng)增加了溢流飛邊的傾向性和產(chǎn)生量，其他表現(xiàn)為殘余冒口棒打磨時(shí)間增加。

表2 不同預(yù)熱時(shí)間下小打磨時(shí)間

4.2 冒口棒去除時(shí)間試驗(yàn)

冒口棒去除時(shí)間試驗(yàn)采用與焊接試驗(yàn)相同的參數(shù)。預(yù)熱時(shí)間240 s條件下焊接接頭3個(gè)，分別在推瘤后60、120、180 s 去除冒口棒，記錄可知打磨時(shí)間分別為169、225、247 s。可見(jiàn)，隨著去除冒口棒時(shí)間推遲，殘余冒口棒打磨時(shí)間增加。因此宜在推瘤后60 s去除冒口棒。砂型優(yōu)化前后接頭宏觀形貌見(jiàn)圖6。

圖6 砂型優(yōu)化前后接頭宏觀形貌

5 力學(xué)性能

對(duì)焊后接頭進(jìn)行力學(xué)性能檢測(cè)，檢驗(yàn)項(xiàng)目包括靜彎強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度，所用設(shè)備主要有YAW‐3000J 鋼軌靜彎壓力試驗(yàn)機(jī)、CMT5305電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)。

5.1 靜彎試驗(yàn)

靜彎試驗(yàn)支距為1 m，焊縫居中，焊縫中心承受集中載荷，接頭加載直至斷裂。肉眼和放大鏡觀察斷口形貌，未發(fā)現(xiàn)超標(biāo)缺陷。取9根鋼軌接頭進(jìn)行測(cè)試，其中6 根軌頭受壓，3 根軌頭受拉，測(cè)試結(jié)果見(jiàn)表3?？梢钥闯觯焊鹘宇^靜彎結(jié)果均滿足TB/T 1632.3—2019要求（60 kg/m 、980 MPa 級(jí)鋼軌靜彎試驗(yàn)中軌頭受壓時(shí)破斷荷載F≥ 1 300 kN，撓度f(wàn)max≥ 10 mm；軌頭受拉時(shí)破斷荷載F≥ 1200 kN，撓度f(wàn)max≥ 10 mm），且隨預(yù)熱時(shí)間增加，靜彎值有所上升。

表3 靜彎試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果

綜合考慮焊后接頭殘余冒口棒及溢流飛邊打磨時(shí)間和接頭靜彎強(qiáng)度兩個(gè)因素，預(yù)熱時(shí)間宜采用240 s。

5.2 拉伸試驗(yàn)

TB/T 1632.1—2014《鋼軌焊接 第1 部分：通用技術(shù)條件》要求接頭抗拉強(qiáng)度平均值不小于780 MPa。根據(jù)TB/T 1632.1—2014的要求，取9個(gè)試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，測(cè)得抗拉強(qiáng)度分別為 880、893、894、806、721、771、824、777、834 MPa，平均值為822 MPa，滿足要求?？梢?jiàn)，預(yù)熱時(shí)間240 s、推瘤后60 s 去除冒口棒條件下，接頭抗拉強(qiáng)度滿足標(biāo)準(zhǔn)要求。

6 結(jié)論

1）ZTK‐1型砂型優(yōu)化方案為軌底角根部處采用兩個(gè)尺寸為8.5 mm×12.5 mm方冒口。

2）工藝優(yōu)化方案為預(yù)熱時(shí)間240 s，推瘤后60 s去除冒口棒。

3）采用優(yōu)化后的砂型及工藝，殘余冒口棒打磨量降低54%，溢流飛邊打磨時(shí)間降低16%。優(yōu)化方案基本解決原ZTK‐1 型砂型焊后接頭打磨耗時(shí)長(zhǎng)的問(wèn)題，能更好地適用于天窗點(diǎn)鋁熱焊接作業(yè)。