鋼軌鋁熱焊接砂型及焊接工藝優化

任金雷 高松福 石孟雷 宋宏圖 李濤 麻睿 王志強

1.中國鐵道科學研究院集團有限公司金屬及化學研究所，北京 100081；2.中國鐵路呼和浩特局集團有限公司集寧工務段，內蒙 古集寧 012000；3.內蒙古集通鐵路（集團）有限責任公司大板綜合維修段，內蒙 古赤峰 025150

鋼軌鋁熱焊焊接技術是鐵路無縫線路鋼軌焊接的重要焊接技術之一，應用在聯合接頭、轍岔、鎖定焊、既有線應力放散、斷軌搶修、日常換軌等工作中［1-2］，其特點是設備簡單、作業時間短、占用空間小［3］。目前國內普遍應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，構成了鋼水澆注系統［4］。砂型是澆注系統的重要組成部分，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的金屬液，以防止焊筋處出現收縮類缺陷，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ZTK‐1 型焊接材料現場應用越來越廣泛，其砂型結構特點與其焊接工藝方面暴露的問題也顯現出來。主要表現為國產ZTK‐1型砂型冒口尺寸較大，加之特定預熱工藝，導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 ZTK‐1 型焊接材料的應用受到極大制約。

本文對國產ZTK‐1型砂型及焊接工藝進行優化研究，通過砂型優化、預熱模擬及試驗、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，增強現場天窗點焊接適用性。

1 砂型優化

國產ZTK‐1 型砂型采用雙冒口結構，靠近三角區的內側為圓冒口，直徑16 mm；靠近軌底角的外側為方冒口，尺寸32 mm×13 mm。調研現場數據顯示，殘余冒口棒打磨量主要集中在外側方冒口，推瘤完成后外側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，對外側方冒口進行優化，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 為優化前后砂型三維結構，圖中藍色面為冒口優化部位。

圖1 優化前后砂型三維結構

2 預熱模擬

鋁熱焊接焊前預熱是影響接頭質量的重要因素，預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值模擬及工藝優化解決了焊縫軌腰中部缺陷產生的問題。本文通過對優化后的砂型進行預熱數值模擬觀察待焊鋼軌端面各部位的溫度狀態。

2.1 模型建立及網格劃分

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鋼軌及優化后的ZTK‐1砂型，2 段鋼軌預留間隙30 mm，預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熱模擬，默認丙烷完全燃燒。燃燒溫度設為1 800 ℃，待預熱鋼軌溫度設為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，計算迭代次數設為1 000。

2.2 流場模擬結果

圖2為型腔中各部位氣體流速的模擬云圖。可以看出，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 溫度模擬結果

圖3 為預熱模擬完成后鋼軌端面溫度分布云圖。可以看出：預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象，說明優化后的砂型能夠滿足預熱效果。

3 預熱試驗

對預熱模擬結果進行試驗驗證。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。根據文獻［11］，預熱測溫宜采用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），預熱試驗現場見圖4（b）。

圖4 測點位置及預熱試驗現場

試驗中，預熱器距鋼軌踏面50 mm，鋼軌預留間隙30 mm，以軌頭踏面為準。預熱用氧氣壓力0.3 MPa，丙烷壓力0.1 MPa。溫度測量結果見圖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，與數值模擬結果基本相同。

圖5 端面溫度測量結果

文獻［9］指出，當預熱時間為2.5 ～ 5.5 min 且預熱軌溫度達到950 ℃以上時，預熱時間對焊縫處化學成分幾乎沒有影響，顯微組織變化也不大，均為珠光體和鐵素體兩相組織。結合ZTK‐1型鋁熱焊接操作工藝特點與本次預熱試驗結果，選取預熱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 不同預熱時間下各部位溫度

由表1可以看出：隨著預熱時間增加，端面溫度基本均勻上升；預熱時間為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》中預熱溫度宜為700 ～1 000 ℃的要求。

4 焊接試驗

4.1 預熱時間試驗

焊接試驗采用與預熱試驗相同的參數。210、240、270 s 三組預熱時間下各焊接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。結果表明：預熱時間為210 s 時，殘余冒口棒平均打磨量為4 817 mm3，比優化前減少了59%；預熱時間為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，比優化前分別減少了54%和53%。

記錄不同預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，結果見表2。可以看出：小打磨平均時間隨預熱時間增加而增加，預熱時間為210、240 s時，分別為379、420 s，其中預熱時間為240 s時，溢流飛邊打磨時間比優化前最少用時降低16%；預熱時間為270 s 時，打磨時間明顯增加，為646 s，主要表現為溢流飛邊打磨時間增加，與優化前相差不大，這是由于預熱時間的加長增加了溢流飛邊的傾向性和產生量，其他表現為殘余冒口棒打磨時間增加。

表2 不同預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。預熱時間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。可見，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。砂型優化前后接頭宏觀形貌見圖6。

圖6 砂型優化前后接頭宏觀形貌

5 力學性能

對焊后接頭進行力學性能檢測，檢驗項目包括靜彎強度、抗拉強度，所用設備主要有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，未發現超標缺陷。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，測試結果見表3。可以看出：各接頭靜彎結果均滿足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），且隨預熱時間增加，靜彎值有所上升。

表3 靜彎試驗測試結果

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：通用技術條件》要求接頭抗拉強度平均值不小于780 MPa。根據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。可見，預熱時間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 結論

1）ZTK‐1型砂型優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）工藝優化方案為預熱時間240 s，推瘤后60 s去除冒口棒。

3）采用優化后的砂型及工藝，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。