鋼軌鋁熱焊接砂型及焊接工藝優(yōu)化

任金雷 高松福 石孟雷 宋宏圖 李濤 麻睿 王志強

1.中國鐵道科學(xué)研究院集團有限公司金屬及化學(xué)研究所，北京 100081；2.中國鐵路呼和浩特局集團有限公司集寧工務(wù)段，內(nèi)蒙 古集寧 012000；3.內(nèi)蒙古集通鐵路（集團）有限責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］，其特點是設(shè)備簡單、作業(yè)時間短、占用空間?。?］。目前國內(nèi)普遍應(yīng)用的鋁熱焊接材料有三種，分別是德國Thermit 焊接材料、法國QPCJ 焊接材料和國產(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儲存鋁熱鋼水的空腔，主要作用是存儲在鋁熱鋼水凝固過程中由于體積變化而需要補償?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程中的充型能力和補縮能力。

隨著國產(chǎn)ZTK‐1 型焊接材料現(xiàn)場應(yīng)用越來越廣泛，其砂型結(jié)構(gòu)特點與其焊接工藝方面暴露的問題也顯現(xiàn)出來。主要表現(xiàn)為國產(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，打磨用時久；焊后軌腰及以下部位溢流飛邊嚴重，打磨困難，進一步增加了打磨用時。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］，國產(chǎn) ZTK‐1 型焊接材料的應(yīng)用受到極大制約。

本文對國產(chǎn)ZTK‐1型砂型及焊接工藝進行優(yōu)化研究，通過砂型優(yōu)化、預(yù)熱模擬及試驗、焊接試驗、接頭性能檢測等方法，在保證接頭力學(xué)性能的同時降低殘余冒口棒打磨量及溢流飛邊打磨量，減少打磨時間，增強現(xiàn)場天窗點焊接適用性。

1 砂型優(yōu)化

國產(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，打磨用時約9 min，焊后溢流飛邊打磨用時5 ～10 min。因此，對外側(cè)方冒口進行優(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)熱不當則會在軌底及軌腰部位形成熱裂紋［8-9］。文獻［10］通過鋁熱焊接過程的數(shù)值模擬及工藝優(yōu)化解決了焊縫軌腰中部缺陷產(chǎn)生的問題。本文通過對優(yōu)化后的砂型進行預(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。

采用有限元軟件進行預(yù)熱模擬，默認丙烷完全燃燒。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，計算燃燒氣體對鋼軌端面的加熱溫度。加熱時間為300 s，計算迭代次數(shù)設(shè)為1 000。

2.2 流場模擬結(jié)果

圖2為型腔中各部位氣體流速的模擬云圖?？梢钥闯?，氣體在進入型腔后，在型腔中部和型腔軌底角部位返回時流速最大，對這兩個部位的加熱作用也較強。

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，無局部明顯低溫或高溫現(xiàn)象，說明優(yōu)化后的砂型能夠滿足預(yù)熱效果。

3 預(yù)熱試驗

對預(yù)熱模擬結(jié)果進行試驗驗證。采用60 kg/m 的U75V鋼軌，焊接材料及工機具為ZTK‐1型及配套的專用工機具。根據(jù)文獻［11］，預(yù)熱測溫宜采用K 型熱電偶和溫度采集儀。本次試驗所用熱電偶測溫范圍為-200 ～1 200 ℃，溫度采集儀采集步距為1 s。測量斷面距端面5 mm，共12 個測點，位置分布見圖4（a），預(yù)熱試驗現(xiàn)場見圖4（b）。

圖4 測點位置及預(yù)熱試驗現(xiàn)場

試驗中，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。預(yù)熱用氧氣壓力0.3 MPa，丙烷壓力0.1 MPa。溫度測量結(jié)果見圖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 端面溫度測量結(jié)果

文獻［9］指出，當預(yù)熱時間為2.5 ～ 5.5 min 且預(yù)熱軌溫度達到950 ℃以上時，預(yù)熱時間對焊縫處化學(xué)成分幾乎沒有影響，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與本次預(yù)熱試驗結(jié)果，選取預(yù)熱210、240、270 s時端面各部位溫度（表1）進行分析。其中，軌頭、軌腰、軌底溫度分別為 1#—4#、5#—8#、9#—12#測點平均溫度。

表1 不同預(yù)熱時間下各部位溫度

由表1可以看出：隨著預(yù)熱時間增加，端面溫度基本均勻上升；預(yù)熱時間為210、240、270 s 時，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

4.1 預(yù)熱時間試驗

焊接試驗采用與預(yù)熱試驗相同的參數(shù)。210、240、270 s 三組預(yù)熱時間下各焊接3 個接頭。焊接完成后390 s拆除模具，510 s推瘤。推瘤后去除冒口棒，計算打磨量。結(jié)果表明：預(yù)熱時間為210 s 時，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)熱時間為240、270 s時，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)熱時間下殘余冒口棒及溢流飛邊打磨時間并計算平均打磨時間，結(jié)果見表2。可以看出：小打磨平均時間隨預(yù)熱時間增加而增加，預(yù)熱時間為210、240 s時，分別為379、420 s，其中預(yù)熱時間為240 s時，溢流飛邊打磨時間比優(yōu)化前最少用時降低16%；預(yù)熱時間為270 s 時，打磨時間明顯增加，為646 s，主要表現(xiàn)為溢流飛邊打磨時間增加，與優(yōu)化前相差不大，這是由于預(yù)熱時間的加長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間增加。

表2 不同預(yù)熱時間下小打磨時間

4.2 冒口棒去除時間試驗

冒口棒去除時間試驗采用與焊接試驗相同的參數(shù)。預(yù)熱時間240 s條件下焊接接頭3個，分別在推瘤后60、120、180 s 去除冒口棒，記錄可知打磨時間分別為169、225、247 s?？梢?，隨著去除冒口棒時間推遲，殘余冒口棒打磨時間增加。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圖6。

圖6 砂型優(yōu)化前后接頭宏觀形貌

5 力學(xué)性能

對焊后接頭進行力學(xué)性能檢測，檢驗項目包括靜彎強度、抗拉強度，所用設(shè)備主要有YAW‐3000J 鋼軌靜彎壓力試驗機、CMT5305電子萬能試驗機。

5.1 靜彎試驗

靜彎試驗支距為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)超標缺陷。取9根鋼軌接頭進行測試，其中6 根軌頭受壓，3 根軌頭受拉，測試結(jié)果見表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 級鋼軌靜彎試驗中軌頭受壓時破斷荷載F≥ 1 300 kN，撓度fmax≥ 10 mm；軌頭受拉時破斷荷載F≥ 1200 kN，撓度fmax≥ 10 mm），且隨預(yù)熱時間增加，靜彎值有所上升。

表3 靜彎試驗測試結(jié)果

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

5.2 拉伸試驗

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

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長的問題，能更好地適用于天窗點鋁熱焊接作業(yè)。