JP5549782B2 - レール溶接部の再加熱方法 - Google Patents

Description

本発明は、レールの溶接方法において、従来と比較して溶接部の疲労強度を向上させる溶接部の再加熱方法に関する。

レールの中で最も損傷が起こりやすく、保守コストがかかる部分はレールの継目部である。また継目部は列車通過時に生じる騒音・振動の主要な発生源となる。旅客鉄道の高速化や貨物鉄道の重積載化が国内外で進められているため、上記問題点を有するレール継目を溶接によって連続化してロングレールにする技術が一般化している。

図１Ａ〜図１Ｄを用いてロングレール溶接部およびレール断面呼称について説明する。図１Ａは溶接部の長手方向の側面図である。ロングレールは、少なくとも２本のレールを溶接することにより製造される。このためロングレールには溶接部７が含まれる。溶接部７にはビード８が存在する。

図１Ｂは溶接中心Ｑにおけるレール長手方向に垂直なＡ-Ａ断面図である。レールは車輪との接触が生じるレール上部の頭部１、枕木に接地するレール下部の足部３、頭部１と足部３の中間の垂直部分である柱部２を有する。また、頭部の最も高い点４は頭頂部、足部の上面５を足表、足部の裏面６は足裏、もしくは底面とも呼ばれる。

図１Ｃは溶接中心Ｑを含む、レール長手方向に平行かつ鉛直なＢ-Ｂ断面図である。溶接によりＡ１変態点以上に加熱される領域、すなわち熱影響部（以下ＨＡＺ）の境界線Ｘが溶接中心Ｑの両側に生じる。

図１Ｄはテルミット溶接やエンクローズアーク溶接などの溶融溶接におけるＢ-Ｂ断面である。溶接中心Ｑの両側に溶融境界Ｚが存在し、その内部は溶接金属である。

次にレールの溶接方法について説明する。レールの主な溶接方法として、フラッシュバット溶接（例えば特許文献１）、ガス圧接（例えば特許文献２）、エンクローズアーク溶接（例えば特許文献３）、及びテルミット溶接（例えば特許文献４）の４つがある。

フラッシュバット溶接法は図２Ａ〜図２Ｃに示すように、対向して設置された被溶接材１０に電極９を介して電圧をかけて、端面間にアークを発生させて被溶接材の端面を溶融させ、十分に被溶接材が加熱された時点で、軸方向に材料を加圧して被溶接材を接合する溶接方法である。

テルミット溶接は、被溶接材１０を２０〜３０ｍｍの間隙を設けて対向させ、間隙部を鋳型で囲み、鋳型の上部にセットしたルツボ内でアルミと酸化鉄の反応によって溶鋼を生成し、その溶鋼を鋳型内に注入してレール端面を溶融させ、溶接する方法である。

ガス圧接は接合面を加圧した状態で接合面近傍の被溶接材を側面からバーナーで加熱し、高温で接合面を圧接する方法であり、溶接部近傍は加圧により膨張変形する。膨張部はトリマーによって除去される。

エンクローズアーク溶接は被溶接材を１０〜２０ｍｍの間隙を設けて対向させ、この間隙を裏当て金、側面当て金で取り囲み、その間隙を溶接棒で溶接金属を盛り上げる、マニュアルアーク溶接方法である。

レール溶接部においては、特に重荷重の貨物鉄道や寒冷地などで、レール溶接部の柱部中立軸を起点として疲労亀裂が発生し、これが引き金となって脆性破壊が発生し、レール取替え頻度が多くなることがあった。図３Ａおよび図３Ｂにこの損傷の形態を示す。

すなわち、図３Ａは、柱部水平亀裂の発生状態をレール側面側から見ており、疲労亀裂２２が柱部中立軸近傍の余盛付近の溶接欠陥を起点に水平方向に発生し、その後、脆性亀裂２３が柱部板厚を貫通後、一方の亀裂はレール頭頂側へ、他方の亀裂は底部側へ進展している。この破壊の起点は溶接欠陥の場合もあるが、欠陥がない場合にも溶接部の表面から破壊が起こりうる。

図３Ｂは前記柱部水平亀裂の発生部位を切断して亀裂面を開口させて、レール頭頂側から見た状態を示す。レール溶接部の柱部の中央付近を起点に疲労亀裂２２が発生し、その後脆性亀裂２３が柱部板厚を貫通している様子がわかる。

非特許文献２に記載されているように、疲労亀裂の発生には外的な負荷条件とともに、材料内部の残留応力が影響すると言われている。図４はレール溶接部の中心Ｑにおけるレール長手方向に直角な、周方向の残留応力の断面内分布の、本発明者らによる測定結果を示している。上記疲労亀裂２２の原因は、溶接部の柱部２近傍に、レール周方向すなわち鉛直方向に大きな引張残留応力が溶接により発生し、列車通過ごとの繰返し負荷により、疲労亀裂が発生、進展したことによるものである。このような破壊を防止するためには破壊起点となる溶接欠陥の防止とともに、欠陥が存在してもそれを無害化することが望ましい。この観点からレール柱部における鉛直方向の残留応力は低いほど望ましい。本発明者らの疲労試験によると、疲労亀裂の発生頻度の低減には、鉛直方向の残留応力が３５０ＭＰａ以下であることが望ましい。

鉄道における軌道は、砕石バラスト、枕木、レールと枕木の締結装置、レール、から構成される。レール上を列車が通過する際には、多数の列車の車輪から分散した荷重が加わる。

前述の損傷をひき起す原因を考えるには、レール溶接部に対する車輪からの負荷状態を考える必要がある。レールとそれを支持する枕木との関係において最も典型的な状態は、枕木の直上を車輪が通過する際に垂直荷重が直接レールに加わる状態と、車輪が枕木の支持間隔を通過する状態である。工場で溶接されたロングレールが現地に設置される際に、溶接部と枕木位置が一致するかどうかは偶然によるもので、１本数百メートルのロングレールには、枕木位置と溶接部とが一致する箇所が数か所は存在すると考えられる。

図５は、枕木２４の直上を車輪２５が通過する場合を示す。この場合、断面積が小さいレール柱部２に最も大きい応力が発生する。この場合の応力は圧縮であるが、溶接部８の柱部２においては、前出の著大な引張残留応力のため、実質、引張領域での繰返し応力状態となる。

また車輪が枕木の支持間隔を通過する状態がもう一つの典型的な負荷状態として考えられ、図６に示すようにレールを上方から押し曲げる荷重が加わる。この負荷状態ではレール頭部が長手方向に圧縮され、レールの足部が長手方向に引っ張られ、レールの柱部は中立である。しかし冬季にはレール長手方向に収縮応力が作用していることが多く、柱部の低い位置では繰返し引張応力が負荷される可能性がある。これらの応力に長手方向の残留応力が加わると、冬季には、レール長手方向応力に起因するレール長手方向に直角な方向、すなわち鉛直方向の疲労亀裂が柱部において生じる懸念がある。

なおレール足部には車輪の通過ごとに引張応力が作用する。しかし、非特許文献２に示されているように、フラッシュバット溶接部における長手方向残留応力は、レール足裏部分では強い圧縮応力状態になっている。本発明者らの測定結果を図７に示す。このため、列車通過によるレール足部の引張応力は残留応力と相殺されて圧縮領域となり、疲労亀裂の発生に対して有利になっている。

ロングレールの耐久性を向上させる為には、溶接部の柱部からの疲労亀裂の発生を抑制し、これらの部位の耐疲労特性を両立させることが必要である。

レール柱部の破損を防ぐため、特許文献５、６などの発明では、レール溶接部全体または溶接部のレール頭部と柱部において、溶接熱または外部からの加熱による高温の状態からの加速冷却を利用して残留応力を制御し、溶接部の柱部に鉛直方向に発生する引張残留応力を軽減するかあるいは圧縮側に変えて溶接部の耐疲労性を改善する方法が提案されている。これらの発明により、レール柱部からの疲労亀裂の発生を大きく低減することができた。

特許文献５、６で引用した溶接後の頭部、柱部の加速冷却方法を行った場合、非特許文献１によるとレール柱部における鉛直方向［ｏ１］の残留応力は改善され、これにより柱部の疲労亀裂の発生が抑えられることが示されている。しかしながら、この方法によると足裏部におけるレール長手方向の残留応力が引張応力に転ずることが図示されている。近年、重荷重の貨物鉄道では貨車重量がますます増加する傾向があり、その結果、足裏部に対する曲げ様式の負荷は増大している。曲げ様式の負荷により足裏部はレール長手方向に引っ張られ、この部分の曲げ疲労強度には長手方向の残留応力が強く影響する。特許文献５、６の冷却処理により足裏長手方向の残留応力が引張化すると、曲げ疲労性能の低下が懸念される。

その他にレールの溶接部の疲労強度を向上させる技術としては、例えば特許文献７のようにショットピーニングを用いる方法やハンマーピーニング、グラインダー処理、ＴＩＧドレッシングを用いる方法がある。

また、特許文献８には溶接部をガスバーナーにより再加熱して残留応力を低減する方法が示されている。この方法により残留応力が改善される可能性が示されているが、溶接方法ごとに異なると思われる適正な再加熱領域が提示されておらず、かならずしも疲労損傷の防止に十分とは言えない。

特開昭５６−１３６２９２号公報 特開平１１−２７０８１０号公報 特開昭６３−１６０７９９号公報 特開昭４８−９５３３７号公報 特開昭５９−９３８３７号公報 特開昭５９−９３８３８号公報 特開平３−２４９１２７号公報 特開平８−３３７８１９号公報

Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ ｏf tｈｅ Sｅｃｏｎｄ Ｉｎtｅｒｎａtｉｏｎａl Ｃｏｎfｅｒｅｎｃｅ ｏｎ ｒｅsｉｄｕａｌ ｓtｒｅｓｓｅｓ, ＩＣＲ２，Ｎａｎｃy, Ｆｒａｎｃｅ, ２３-２５,Ｎｏｖ,１９８８,Ｐ９１２-９１８ Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ Ｒａｉｌｒｏａｄ Ｒａｉｌ Ｗｅｌｄｉｎｇ, ＡＡＲ，Ｍｅｍｐｈｉｓ,ＵＳＡ, ２９−３０,Ｎｏｖ,１９８３,Ｐ１５３−１６０

本発明の一態様は上記のような従来技術の課題を考慮してなされたものであり、その目的は、従来と比較して溶接部の疲労強度が向上したロングレールを効率的に作成するための方法を提供することにある。

本発明の一態様は、レール溶接部の残留応力を低減することによって疲労強度を向上させるものである。すなわち本発明の一態様の要旨は以下の通りである。
（１）フラッシュバット溶接法による、パーライト組織を有するレール鋼の溶接後のレール溶接部の再加熱方法において、中心における再加熱における到達温度が４００℃以上、７５０℃以下であるレール柱部の再加熱領域Ｐｗと溶接中心Ｑとの距離Ｃｗが、溶接部のＡ１変態点以上に加熱された領域であるＨＡＺのＨＡＺ長さＬｈの０．２倍以上、３倍以下とし、中心における到達温度が４００℃以上、７５０℃以下であるレール頭頂部における再加熱領域Ｐｈと溶接中心Ｑとの距離Ｃｈが、前記溶接部のＨＡＺ長さＬｈの０．２倍以上、３倍以下であるレール溶接部の再加熱方法。

（２）前記レール頭頂部における再加熱領域Ｐｈの長さＢｈが、前記溶接部のＨＡＺ長さＬｈの０.５倍以上、５倍以下である上記（１）に記載のレール溶接部の再加熱方法。

（３）前記レール頭頂部における再加熱領域Ｐｈの幅Ａｈが、レールの頭幅Ｇｈの０.３倍以上である上記（１）または（２）に記載のレール溶接部の再加熱方法。

（４）フラッシュバット溶接法による、パーライト組織を有するレール鋼の溶接後のレール溶接部の再加熱方法において、中心における再加熱における到達温度が４００℃以上、７５０℃以下であるレール柱部の再加熱領域Ｐｗと溶接中心Ｑとの距離Ｃｗが、溶接部のＡ１変態点以上に加熱された領域であるＨＡＺのＨＡＺ長さＬｈの０．２倍以上、３倍以下とし、中心における到達温度が４００℃以上、７５０℃以下であるレール足裏部における再加熱領域Ｐｂと溶接中心Ｑとの距離Ｃｂが、前記溶接部のＨＡＺ長さＬｈの０．２倍以上、３倍以下であるレール溶接部の再加熱方法。

（５）レール足裏部における再加熱領域Ｐｂと溶接中心Ｑとの距離Ｃｂが、前記溶接部のＨＡＺ長さＬｈの０．２倍以上、３倍以下である上記（１）〜（３）のいずれか１項に記載のレール溶接部の再加熱方法。

（６）前記レール足裏部における再加熱領域Ｐｂの長さＢｂが、前記溶接部のＨＡＺ長さＬｈの０．５倍以上、５倍以下である上記（４）または（５）に記載のレール溶接部の再加熱方法。

（７）前記レール足裏部における再加熱領域の幅Ａｂが、レールの足幅Ｇｂの０．３倍以上である上記（４）〜（６）のいずれか１項に記載のレール溶接部の再加熱方法。

（８）前記レール柱部の再加熱領域Ｐｗのレール長手方向の長さＢが、前記溶接部のＨＡＺ長さＬｈの０．５倍以上、５倍以下である上記（１）〜（７）のいずれか１項に記載のレール溶接部の再加熱方法。
０．５Ｌｈ≦Ｂ≦５Ｌｈ

（９）前記レール柱部の再加熱領域Ｐｗの高さＡが、前記レール柱部の高さＨｗの０．２倍以上である上記（１）〜（８）のいずれか１項に記載のレール溶接部の再加熱方法。
０．２Ｈｗ≦Ａ

（１０）前記レール柱部の再加熱領域Ｐｗの中心における再加熱時の到達温度Ｔｈ（℃）が、以下の式（１）を満たす、上記（１）〜（９）のいずれか１項に記載のレール溶接部の再加熱方法。
０．３７５Ｔｗ＋３５０≦Ｔｈ≦０．５Ｔｗ＋６００ ・・・（１）
Ｔｗは、溶接部の再加熱時の初期温度Ｔｗ（℃）
（１１）フラッシュバット溶接法による、パーライト組織を有するレール鋼の溶接後のレール溶接部の再加熱方法において、中心における再加熱における到達温度が４００℃以上、７５０℃以下であるレール柱部の再加熱領域Ｐｗと溶接中心Ｑとの距離Ｃｗを、溶接部のＡ１変態点以上に加熱された領域であるＨＡＺのＨＡＺ長さＬｈに基づき以下の式（２）によって決定する、レール溶接部の再加熱方法。
０．２Ｌｈ≦Ｃ≦３Ｌｈ ・・・（２）

本発明の一態様によれば、レール溶接部の柱部の残留応力を改善し、溶接部に疲労亀裂が生じにくくすることができる。

溶接部、レール断面の呼称の説明図であり、ロングレールを水平方向から見た側面図。 図１ＡのＡ−Ａ断面図。 フラッシュバット溶接やガス圧接における図１ＡのＢ―Ｂ断面図。 テルミット溶接やエンクローズアーク溶接などの溶融溶接における図１ＡのＢ-Ｂ断面を示す。 フラッシュバット溶接の模式図であり、フラッシング工程を示す。 フラッシュバット溶接の模式図であり、アップセット工程を示す。 フラッシュバット溶接の模式図であり、トリミング工程を示す。 レール溶接部の柱部からの疲労損傷例であり、損傷部を水平方向から見た模式図。 レール溶接部の柱部からの疲労損傷例であり、損傷部の亀裂を開口させて上方から見た模式図。 フラッシュバット溶接継手の溶接中心Ｑにおける周方向残留応力のＡ―Ａ断面における分布。 枕木の直上の溶接部の上を車輪が通過する状況の説明図。 枕木の間の溶接部を車輪が通過する状況の説明図であり、冬季の収縮応力の状況を示す。 フラッシュバット溶接継手の溶接中心Ｑにおける、Ａ―Ａ断面内での長手方向残留応力分布。 残留応力の発生機構の模式図であり、溶接直後の柱部の中心線Ｄ―Ｄ線上での温度分布を示す。 残留応力の発生機構の模式図であり、溶接後の自然冷却過程での歪の発生状況を示す。 残留応力の発生機構の模式図であり、柱中心線Ｄ―Ｄ線上での残留応力の分布を示す。 本発明の一態様の、溶接部の柱部２の再加熱方法を示す模式図。 本発明の一態様の、溶接部の柱部２および頭頂部４、足裏部６の再加熱方法を示す模式図。 本発明の一態様の再加熱を施した際の温度分布の模式図。 本発明の一態様の再加熱を施した際の歪と応力の発生を示す模式図であり、再加熱時点での状況を示す。 本発明の一態様の再加熱を施した際の歪と応力の発生を示す模式図であり、冷却過程での状況を示す。 本発明の一態様の再加熱を施した際の、溶接部Ｑ、再加熱部ＴＬ、ＴＲでの歪の変化を示す模式図。 再加熱領域Ｐｗと溶接中心の距離Ｂｗと残留応力の関係を示す模式図。 再加熱領域Ｐｗの長さＣｗと残留応力の関係を示す模式図。 柱部２の再加熱領域Ｐｗの高さＡｗと残留応力の関係を示す模式図。 柱部２の再加熱領域Ｐにおける再加熱温度Ｔｈと残留応力の関係を示す模式図。 溶接後の温間状態から再加熱を施した際の温度分布の模式図。 溶接後の温間から再加熱を施した後の冷却過程における温度分布の模式図。 溶接後に再加熱を開始する時間と残留応力の関係を示す模式図。 溶接部の柱部の上下方向残留応力に対する柱部の再加熱温度の影響を示す模式図。 再加熱部の柱部の上下方向残留応力に対する柱部の再加熱温度の影響を示す模式図。 溶接部の初期温度と最適な柱部の再加熱温度との関係を示す模式図。 柱部２だけを再加熱した場合の再加熱部ＴＬ、ＴＲにおける鉛直方向の温度分布を示す模式図。 柱部２だけを再加熱した場合の溶接中心断面Ｑ、再加熱部ＴＬ、ＴＲにおける、長手方向残留応力の分布を示す模式図。 柱部２に加えて頭部を再加熱した場合の再加熱部の鉛直方向の温度分布を示す模式図。 柱部２に加えて頭部を再加熱した場合の長手方向の残留応力の分布を示す模式図。 柱部２に加えて頭頂部４、さらに足裏部６を再加熱した場合の、再加熱部ＴＬ、ＴＲ、溶接中心Ｑにおける長手方向の残留応力の分布の模式図。 頭部１の再加熱領域Ｐｈにおける幅Ａｈと柱部の長手方向残留応力の関係を示す模式図。 足裏部６の再加熱領域Ｐｂにおける幅Ａｂと柱部の長手方向残留応力の関係を示す模式図。 レール柱部２の鉛直方向残留応力に関する疲労試験方法。 レール柱部２の長手方向残留応力に関する疲労試験方法。 レール柱部２の再加熱部に対する鉛直方向残留応力に関する疲労試験方法。

以下では、本発明の実施の形態について図面を用いて詳細に説明する。ただし、本発明は以下の説明に限定されず、本発明の趣旨及びその範囲から逸脱することなくその形態及び詳細を様々に変更し得ることは、当業者であれば容易に理解される。従って、本発明は以下に示す実施の形態の記載内容に限定して解釈されるものではない。

＜溶接方法の説明＞
まず溶接方法についてフラッシュバット溶接を例として図２Ａ〜図２Ｃを用いて説明する。フラッシュバット溶接方法の第１の工程は図２Ａで示した端面間に連続してアークを発生させる工程であり、フラッシング工程と呼ばれる。

フラッシング工程により、被溶接材の端面の全面が溶融した状態となり、また、端面近傍の材料は温度上昇により軟化する。この状態に到達した時点で、図２Ｂに示すように、軸方向へ加圧が行われる。このアップセットと呼ばれる加圧により、端面間に存在していた溶融金属は系外に押し出され、溶接面の周囲にはビードが形成される。

ビードは図２Ｃに示すように、溶接直後の高温の期間にトリマーにより熱間でせん断、除去される。この工程はトリミングと呼ばれる。

＜レール素材について＞
レール鋼はＪＩＳ Ｅ１１０１、ＪＩＳ Ｅ１１２０に規定されているように、炭素を０．５〜０．８質量％含有する亜共析もしくは共析炭素鋼が一般的である。また、最近は海外の鉱山鉄道における重荷重貨物線を対象に、より耐摩耗性を向上させた、炭素を０．８質量％を超えて含有する過共析組成のレール鋼も普及しつつある。

また、レールが鉄道で使用される場合、その路線での貨車重量に応じて断面サイズが選択される。すなわち重量の重い貨車が通る区間では、剛性が高い、大断面のレールが採用される。

＜溶接後の残留応力の発生機構について＞
次にレール溶接における柱部の著大な鉛直方向［ｏ２］残留応力の発生機構について、発明者らの考えを説明する。

図８Ｂは冷却途中の温度分布Ｒ１、Ｒ２と収縮歪の発生方向を示している。溶接中心Ｑでは時間経過に伴う温度低下が大きく、収縮歪Ｅｑは大きい。一方、溶接部の周辺部、例えばＭＬ、ＭＲにおいてはもともと温度が低く、したがって温度低下量も小さく、収縮歪Ｅｍは小さい。この収縮歪の違いは、溶接中心Ｑを基準に考えると周囲から収縮を拘束された状態であり、引張応力が生じることによるものである。溶接中心Ｑから離れた周辺部ＭＬ、ＭＲを基準に考えると、溶接部の収縮歪Ｅｑにより圧縮応力が付与された状態である。この結果、図８Ｃに示すように溶接中心Ｑに鉛直方向の強い引張応力が生じ、周囲に圧縮応力が生じる。図中、正の値は引張状態を、負の値は圧縮状態を示す。引張から圧縮に切り替わる点ＶＬ、ＶＲは溶接部が高温に加熱されるレール長手方向の長さに影響される。溶接部が高温に加熱される長さは溶接部のＨＡＺの長さで表すことができる。すなわちＨＡＺが長いほど、溶接部が高温に加熱される領域が長いことになる。

上記説明からＨＡＺ長さＬｈが短いほどレール長手方向の温度分布は急峻になり、溶接中心Ｑにおける鉛直方向の残留応力は大きくなる。それに伴い、溶接中心Ｑから離れた周辺部ＭＬ、ＭＲにおける圧縮残留応力も大きくなる。

フラッシュバット溶接やガス圧接などの圧接法ではＨＡＺ長さＬｈを、図１ＣのＨＡＺ境界線Ｘの距離で定義する。テルミット溶接などの溶融溶接でも同様に、図１Ｄに示すＨＡＺ境界線Ｘの距離で定義するが、圧接法と異なる点はＨＡＺ長さの内部に溶接金属相が存在する点である。ＨＡＺ長さＬｈを用いると、ＶＬ、ＶＲの位置は溶接中心断面ＱからおよそＬｈの距離に相当する。

フラッシュバット溶接では対向するレールの端面間にフラッシングを起こさせ、端面を１３００〜１４００℃の融点以上に達せしめる。一方、電力供給のための電極９（図２Ａ〜図２Ｃ参照）は溶損などによる損耗を抑制するために水冷される。このためレール材は水冷された電極９によって冷却されており、電極９の近傍では溶接終了時点でも３００℃程度である。電極９のレールへの装着位置は通常、溶接端面から１００ｍｍ前後である。溶接完了時点において、電極９と端面の距離１００ｍｍ程度の間に１０００℃前後の温度差が生じる。図８Ａは溶接部の柱部における温度分布を示す模式図であり、曲線Ｒｗｏは溶接直後の温度分布で、レール溶接方法の中では最も急峻な温度勾配がレール材に生じている。

一方、テルミット溶接法は高温の溶鋼の注入によりレール端面を溶融させる溶接方法であり、溶鋼注入によりレール長手方向にフラッシュバット溶接法に次ぐ強い温度分布を一時に生じる。

ガス圧接では圧接するレール端面近傍の加熱により、端面の近傍は１０００℃前後に加熱され、レール長手方向にテルミット溶接法に次いで強い温度分布が生じる。

レール柱部における鉛直方向残留応力の発生は、温度勾配が最も急峻なフラッシュバット溶接が最も顕著であり、テルミット溶接、ガス圧接は順に温度分布が緩くなることから残留応力は緩和してくる。本発明の一態様はこれらの溶接方法に対していずれも有効である。

エンクローズアーク溶接では作業時間１時間以上をかけてレール底部から順次、手溶接により溶接金属が盛られていく。溶接開始時にはレール足部３が高温であり、溶接の進行とともに溶接部が柱部２、頭部１と上がっていく。このため、溶接の進行とともに溶接部７の周囲には複雑な熱歪、応力が発生していく。本発明の一態様による残留応力の低減方法はエンクローズアーク溶接にも有効である可能性はあると考えられる。

＜溶接部の再加熱位置について＞
本発明の一態様は溶接継手の再加熱により残留応力を有効に低減する方法を提供するものである。まず、溶接部の再加熱位置について説明する。

レール溶接部を再加熱する方法は特許文献３にもあり公知の技術である。レール母材を再加熱する場合、元々の引張残留応力の発生部位より広い範囲で再加熱を施すことにより、残留応力は低減の方向に変化するものの十分ではない。その理由は、溶接部を再加熱すると図８Ｂで示した溶接時と同様の温度分布が改めて生じ、その後の歪、応力発生が生じるためである。

本発明の一態様は、残留応力低減の観点から、再加熱範囲が溶接部自体ではなく、溶接部周囲のレール母材であることを特徴としている。

以下に本発明の一態様を説明するに当たり、まず本発明の一態様の再加熱領域を示す。図９において、Ｐｗは柱部２の再加熱領域を示すもので、Ａｗは再加熱領域の高さ、Ｂｗは再加熱領域の幅、Ｃｗは再加熱領域と溶接中心断面Ｑとの距離である。

図１０は柱部２とともに、頭頂部４もしくは足裏部６を再加熱する場合を示す。Ｐｈは頭頂部４の再加熱領域、Ａｈ、Ａｂはそれぞれ頭頂部４、足裏部６の再加熱領域の幅（長手方向に垂直な幅方向の長さ）、Ｂｈ、Ｂｂはそれぞれ頭頂部４、足裏部６の再加熱領域の長さ（長手方向の長さ）、Ｃｈ、Ｃｂはそれぞれ頭頂部４、足裏部６の再加熱領域と溶接中心断面Ｑとの距離である。

尚、頭頂部４もしくは足裏部６の再加熱領域Ｐｈ、Ｐｂは柱部２の再加熱領域Ｐｗと連続してもよい。

＜本発明の一態様の再加熱による残留応力の軽減機構の説明＞
次に溶接部の周囲の柱部２の再加熱による、柱部２の温度変化について説明する。図１１において、Ｒ１は柱部２の高さ中心線Ｄ―Ｄにおける、再加熱直後の温度分布、Ｒ２はＤ―Ｄ線上における、再加熱してから任意の時間が経過したときの温度分布を模式的に示す。

図１２Ａで、その際の溶接部の周囲の歪の発生状況を説明する。

図８Ｃに示したように、溶接部Ｑには引張残留応力が、再加熱部付近には圧縮残留応力が存在する。再加熱を始めると、再加熱部ＴＬ、ＴＲは温度上昇により膨張歪Ｅｔを生じる。この歪により溶接部Ｑには鉛直方向に引張応力Ｓｑが生じる。さらに温度が上昇してくると、温度上昇による降伏点の低下により応力の増加は鈍化し、次第に減少に転じる。

次に再加熱が終わった後の、自然冷却過程における歪の状況を図１２Ｂに示す。冷却過程では再加熱部の温度低下に伴って、鉛直方向に収縮の歪Ｅｔが生じる。この収縮歪Ｅｔにより溶接中心Ｑの付近には圧縮応力Ｓｑが生じ、溶接部の引張残留応力は減少する。

上記の応力の再加熱に伴う変化を図１３に示す。

＜再加熱領域Ｐｗと溶接中心との距離Ｃｗと残留応力の関係＞
柱部２の再加熱領域Ｐｗと溶接中心Ｑとの距離Ｃｗと残留応力の関係を図１４に示す。
図のデータは単位長さ当たり重量７０ｋｇ／ｍの熱処理レールの柱部を再加熱した例である。レール成分は質量％で、Ｃ：０．７９％、Ｓｉ：０．２５％、Ｍｎ：０．９０％、Ｃｒ：０．２２％、残部はＦｅおよび不可避不純物である。レール頭頂部における硬さはＨｖ３９０である。レールの断面寸法は、レール高さ１８８．９ｍｍ、足幅Ｇｂ１５２．４ｍｍ、柱部の厚さ１７．５ｍｍ、頭幅Ｇｈ７７．８ｍｍ、柱部の高さＨｗ１０４．０ｍｍである。溶接はフラッシング時間１８０秒で、アップセット加圧による収縮量は１６ｍｍ、ＨＡＺ長さは３８ｍｍである。再加熱領域は図９に示すように溶接部から離れた位置のレール母材部である。再加熱領域の長さＢｗは５０ｍｍ、再加熱領域の高さＡｗは１００ｍｍ、再加熱領域の中心における再加熱温度は５００℃とした。この条件で柱部の再加熱領域と溶接中心との距離Ｃｗを変化させた。

溶接条件による溶接部の長さの影響を取り除いて一般化するために、横軸は再加熱領域Ｐｗと溶接中心Ｑの距離ＣｗをＨＡＺ長さＬｈで除した値Ｃｗ／Ｌｈで示している。Ｃｗ／Ｌｈが０．２より小さい場合は溶接中心部Ｑも温度が上昇し、図１２Ｂで示した再加熱部の収縮Ｅｔにより溶接部に圧縮力Ｓｑを加える効果が小さいため、残留応力の低減効果は小さく、疲労強度改善に効果がある３５０ＭＰａ以下に低減しない。また、Ｃｗ／Ｌｈが３を超えて大きくなると、再加熱部Ｐｗの収縮歪Ｅｔによる圧縮力が溶接部に働きにくくなるため、残留応力を低減する効果が下がり、残留応力は３５０ＭＰａ以上となるため疲労強度の向上効果が得られない。残留応力の低減効果はＣｗ／Ｌｈが０．５〜２の間が最も大きいため、Ｃｗ／Ｌｈをこの範囲に設定することが望ましいが、少なくとも０．２〜３の範囲であるとよい。

＜再加熱領域Ｐｗの長さＢｗと残留応力の関係＞
図１５に再加熱領域Ｐｗの長さＢｗと残留応力との関係を示す。
図のデータは単位長さ当たり重量５０ｋｇ／ｍの普通レールの柱部を再加熱した例である。レール成分は質量％で、Ｃ：０．７０％、Ｓｉ：０．２３％、Ｍｎ：０．９２％、残部はＦｅおよび不可避不純物である。レール頭頂部における硬さはＨｖ２７０である。レールの断面寸法は、レール高さ１５３．０ｍｍ、足幅Ｇｂ１２７．０ｍｍ、柱部の厚さ１５．０ｍｍ、頭幅Ｇｈ６５．０ｍｍ、柱部の高さＨｗ７４．０ｍｍである。溶接はフラッシング時間１５０秒で、アップセット加圧による収縮量は１６ｍｍ、ＨＡＺ長さは３５ｍｍである。再加熱領域は図９に示すように溶接部から離れた位置のレール母材部である。柱部の再加熱領域と溶接中心の距離Ｃｗは９５ｍｍ、再加熱領域の高さＡｗは７０ｍｍで、再加熱領域の中心における再加熱温度は５００℃とした。この条件で再加熱領域の長さＢｗを変化させた。

溶接方法による溶接部の長さの影響を取り除いて一般化するために、横軸は再加熱領域の長さＢｗをＨＡＺ長さＬｈで除した値Ｂｗ／Ｌｈで示している。Ｂｗ／Ｌｈが０．５より小さい場合は、図１２Ｂで示した再加熱部が小さいために、再加熱部の収縮により生じる溶接部に加わる圧縮力が小さい。このため残留応力は疲労強度向上に効果が得られる３５０ＭＰａまで下がらない。Ｂｗ／Ｌｈが増加するにしたがって残留応力は低減するが、Ｂｗ／Ｌｈが１．５以上では変化は小さくなる。Ｂｗ／Ｌｈに上限は設けないが、Ｂｗ／Ｌｈが３を超えて再加熱するには多くのエネルギーを必要とし好ましくない。したがってＢｗ／Ｌｈが１．５〜３の間に設定することが残留応力の低減、エネルギー節約の観点から望ましいが、少なくとも０．５〜５の間に設定するとよい。

＜再加熱領域Ｐｗの高さＡｗと残留応力の関係＞
図１６に柱部の再加熱領域Ｐｗの高さＡｗと残留応力の関係を示す。
図のデータは単位長さ当たり重量７０ｋｇ／ｍの熱処理レールの柱部を再加熱した例である。レール成分は質量％で、Ｃ：０．９１％、Ｓｉ：０．４７％、Ｍｎ：０．７５％、Ｃｒ：０．３１、残部はＦｅおよび不可避不純物である。レール頭頂部における硬さはＨｖ４２０である。レールの断面寸法は、レール高さ１８８．９ｍｍ、足幅Ｇｂ１５２．４ｍｍ、柱部の厚さ１７．５ｍｍ、頭幅Ｇｈ７７．８ｍｍ、柱部の高さＨｗ１０４．０ｍｍである。溶接はフラッシング時間１２０秒で、アップセット加圧による収縮量は１６ｍｍ、ＨＡＺ長さは３３ｍｍである。再加熱領域は図９に示すように溶接部から離れた位置のレール母材部である。柱部の再加熱領域と溶接中心との距離Ｃｗは８０ｍｍで、再加熱領域の長さＢｗは５０ｍｍで、再加熱領域の中心における再加熱温度は５００℃とした。この条件で再加熱領域の高さＡｗを変化させた。

被溶接レールの断面サイズの影響を取り除いて一般化するために、横軸は再加熱領域の高さＡｗを柱の高さＨｗで除した値Ａｗ／Ｈｗで示している。Ａｗ／Ｈｗが０．２より小さい場合は、再加熱の範囲が狭くなることから図１２Ｂで示した再加熱部の収縮により溶接中心部Ｑに加わる圧縮力が小さく、残留応力の低減効果は小さく、疲労強度の改善効果が得られる残留応力３５０ＭＰａまで達しない。Ａｗ／Ｈｗが大きくなるほど残留応力が低減するため、柱部２の高さＨｗ全域を再加熱することが最も望ましい。さらに柱部２の再加熱領域は、柱部２から頭部１、柱部２から足部３へとつながるＴ字型の部位にまたがっても良い。さらに、柱部２の再加熱領域は頭部１の再加熱領域Ｐｈ、足部３の再加熱領域Ｐｂと分離することなく連続であっても良い。

＜再加熱温度について＞
図１７に再加熱温度Ｔｈと溶接中心部Ｑの柱部２の残留応力の関係を示す。
図のデータは単位長さ当たり重量７０ｋｇ／ｍの熱処理レールの柱部を再加熱した例である。レール成分は質量％で、Ｃ：０．９１％、Ｓｉ：０．４７％、Ｍｎ：０．７５％、Ｃｒ：０．３１、残部はＦｅおよび不可避不純物である。レール頭頂部における硬さはＨｖ４２０である。レールの断面寸法は、レール高さ１８８．９ｍｍ、足幅Ｇｂ１５２．４ｍｍ、柱部の厚さ１７．５ｍｍ、頭幅Ｇｈ７７．８ｍｍ、柱の高さＨｗ１０４．０ｍｍである。溶接はフラッシング時間２４０秒で、アップセット加圧による収縮量は１６ｍｍ、ＨＡＺ長さは４２ｍｍである。再加熱領域は図９に示すように溶接部から離れた位置のレール母材部である。柱部の再加熱領域と溶接中心との距離Ｃｗは８０ｍｍで、再加熱領域の長さＢｗは５０ｍｍ、再加熱領域の高さＡｗは１００ｍｍである。この条件で、再加熱時間を増減して再加熱領域の中心における再加熱温度Ｔｈを変化させた。

再加熱温度が４００℃より低いと図１２Ｂで示した再加熱部の収縮により溶接中心部Ｑに圧縮力を加える効果が小さく、残留応力は下がらない。一方、再加熱温度の増加とともに残留応力は低減していくものの、温度が７００℃を超えると、パーライト組織中のセメンタイトの球状化が始まり、強度が低下する。パーライトの球状化は温度が高いほど、再加熱時間が長いほど進行する。しかし本発明の一態様は再加熱による保持時間を設けないため７５０℃までの再加熱では球状化の程度は少なく、この範囲内の温度にとどめるのが望ましい。

＜溶接後の温間状態での再加熱処理について＞
次に溶接後の温間状態で、溶接中心Ｑから離れたＴＬ、ＴＲにおいて柱部２の再加熱領域Ｐｗを再加熱する場合について説明する。図１８にこの場合の柱部２の高さ中心線Ｄ-Ｄ線上における長手方向の温度分布を示す。Ｒ０は再加熱前の溶接による温度分布であり、Ｒ１は再加熱直後の温度分布である。溶接部Ｑは高温状態にあり、常温からの再加熱を示した図１１の場合に比べて、再加熱後の温度は溶接中心の温度が高いという特徴がある。

図１９は再加熱後に所定の時間が経過した後の温度分布Ｒ２と、歪の発生状態を示す。溶接中心Ｑ付近では温度低下に伴う収縮歪Ｅｑが生じる。再加熱部ＴＬ、ＴＲにおいても収縮歪Ｅｔが生じる。さらにその外側のたとえばＦＬ、ＦＲ位置においては再加熱による温度変化が小さく、収縮歪Ｅｆは小さい。この温度変化の小さい領域は内部の再加熱部ＴＬ、ＴＲや溶接部の変形に対する拘束部位となる。

すなわち、溶接中心部Ｑの収縮歪Ｅｑ、再加熱部の収縮歪Ｅｔは、さらにその周囲のＦＬ、ＦＲにより拘束され、これらの部分に応力変化が生じる。しかし拘束している位置が溶接中心Ｑからの距離が長くなることによって、溶接中心付近では収縮が比較的容易に起こるようになり、残留応力の発生は少なくなると考えられる。

一方、溶接中心部Ｑと再加熱部ＴＬ、ＴＲの関係を考慮すると、再加熱部の温度低下量は溶接部の温度低下量より大きく、温度低下に伴う収縮歪は再加熱部のほうが大きい（Ｅｔ＞Ｅｑ）。この収縮歪の違いにより、再加熱部ＴＬ、ＴＲは溶接部に対しては圧縮応力を付与することになる。

温間から再加熱する場合は、常温から再加熱する場合に比べて再加熱部と溶接部の温度差が小さい。このため、再加熱部ＴＬ、ＴＲの収縮歪Ｅｔと溶接部の収縮歪Ｅｑの差は常温から再加熱した場合に比べて小さくなり、溶接部Ｑに圧縮の力Ｓｑを発生させる効果は低下する。

しかし図１９で説明したように、溶接中心Ｑと拘束点の距離が長くなることによる残留応力の緩和効果が温間再加熱にはあり、常温から再加熱した場合とほぼ同様に溶接部の引張残留応力は低減する。

溶接後の温間状態で再加熱する場合の、再加熱開始時期が残留応力に与える影響を図２０に示す。

図のデータは単位長さ当たり重量７０ｋｇ／ｍの熱処理レールの柱部を再加熱した例である。レール成分は質量％で、Ｃ：０．９１％、Ｓｉ：０．４７％、Ｍｎ：０．７５％、Ｃｒ：０．３１、残部はＦｅおよび不可避不純物である。レール頭頂部における硬さはＨｖ４２０である。レールの断面寸法は、レール高さ１８８．９ｍｍ、足幅Ｇｂ１５２．４ｍｍ、柱部の厚さ１７．５ｍｍ、頭幅Ｇｈ７７．８ｍｍ、柱部の高さＨｗ１０４．０ｍｍである。溶接はフラッシング時間２４０秒で、アップセット加圧による収縮量は１６ｍｍ、ＨＡＺ長さは４２ｍｍである。再加熱領域は図９に示すように溶接部から離れた位置のレール母材部である。柱部の再加熱領域と溶接中心との距離Ｃｗは８０ｍｍで、再加熱領域の長さＢｗは５０ｍｍ、再加熱領域の高さＡｗは１００ｍｍ、再加熱領域の中心における再加熱温度Ｔｈは５００℃である。この条件で、再加熱を開始する時間を変化させた。

横軸は再加熱開始のタイミングを溶接完了からの経過時間で示したものであり、縦軸は溶接部の鉛直方向残留応力を示す。再加熱開始タイミングが遅くなっても、残留応力の変化は比較的緩やかである。

＜再加熱部の残留応力について＞
一方、図１３に示したように、再加熱を行うことにより溶接部の残留応力は低下するが、加熱部の残留応力は増加する。

再加熱部でも、残留応力が高まると疲労亀裂が発生する危険性がある。しかしながら、４００ＭＰａ以上の引張残留応力を有し、断面形状変化、微少な収縮孔など溶接欠陥、熱影響による硬度低下部などの疲労亀裂の発生源の多い溶接部においても、疲労亀裂の発生率は全溶接数の数％である。本発明における再加熱の対象部位となる母材部には、溶接部のような疲労発生源はほとんどない。従って、母材部においては、溶接ままの溶接部の残留応力、４００ＭＰａまでは、疲労亀裂の発生する危険性は十分に小さいと考えられる。

ここで、溶接部と再加熱部の残留応力の変化状況は、再加熱を行う際の溶接部の初期温度により異なる。本発明者らは、再加熱条件として溶接直後で溶接部の温度が４００℃程度の温間状態と、溶接後に十分に時間が経過し溶接部が常温に下がった後の常温状態との２通りの条件で再加熱温度の影響を調査した。

図２１は、上記２つの開始条件の異なる再加熱において、溶接部の柱部の上下方向残留応力に対する柱部の再加熱温度の影響を示している。溶接部の初期温度が高い場合、溶接部の残留応力は低減効果がやや低い。

このため、再加熱時の溶接部の初期温度Ｔｗに応じて再加熱熱温度Ｔｈを設定することが望ましい。本発明者らの検討によると、望ましい初期温度Ｔｗ（℃）と再加熱温度Ｔｈ（℃）との関係は、下記の式１のとおりである。前述のように、再加熱温度は４００℃未満では溶接部の残留応力を低減する効果が小さいため、ある程度高い温度であることが望ましいが、再加熱時の溶接部の初期温度が高い場合にはさらに高いことが望ましい。
Ｔｈ≧０.３７５Ｔｗ＋３５０ ・・・（式１）

次に、図２２は、上記２つの開始条件の異なる再加熱において、再加熱部の柱部の上下方向残留応力に対する柱部の再加熱温度の影響を示している。溶接部の初期温度が低い常温からの再加熱の場合には、再加熱温度の上昇に伴い再加熱部の残留応力の増加傾向が大きくなる。本発明者らの実験によると、再加熱部の残留応力を４００ＭＰａ以下にするためには、再加熱時の溶接部の初期温度Ｔｗ（℃）に応じて再加熱温度Ｔｈ（℃）を下記の式２に示す範囲に設定することが望ましい。
Ｔｈ≦０.５Ｔｗ＋６００ ・・・（式２）

上記の式１、式２から、溶接部の初期温度Ｔｗ（℃）に応じて柱部の再加熱温度Ｔｈ（℃）を下記の式３の範囲に設定することにより、溶接部の残留応力を十分に低減し、かつ再加熱部の残留応力を４００ＭＰａ以下とし、残留応力分布に優れた溶接部を得ることができる。
０.３７５Ｔｗ＋３５０≦Ｔｈ≦０.５Ｔｗ＋６００ ・・・（式３）

図２３は、再加熱の際の溶接部の初期温度を横軸に、縦軸に柱部の再加熱部の再加熱温度をとって、適切な再加熱温度の範囲（斜線部分）を示す図である。再加熱を行う際の溶接部の初期温度に応じて、再加熱温度を上記の式３の範囲、かつ４００℃以上、７５０℃以下に設定することにより、溶接部の残留応力が３５０ＭＰａ以下、かつ再加熱部の残留応力が４００ＭＰａ以下である、疲労強度に優れた溶接部を得ることができる。

＜柱部の長手方向の残留応力について＞
次に柱部２を再加熱する場合の柱部２の長手方向の残留応力について説明する。柱部２だけを再加熱する場合の、再加熱終了時点の再加熱位置ＴＬ、ＴＲにおける鉛直方向の表面温度の分布Ｒ１を図２４Ａに示す。柱部２の再加熱により、柱部２が頭部１、足部３に比較して高温となる。

柱部２では長手方向に収縮歪が生じるが、頭部１、足部３での収縮歪は少ない。この収縮歪の違いにより、柱部２の長手方向の収縮は頭部１、足部３から拘束される。

その結果、図２４Ｂに示すように、再加熱部には引張応力Ｓｔｘが生じ、これが溶接中心Ｑにも影響して、溶接中心にも同程度の引張の残留応力Ｓｑｘが生じる。

季節的に温度収縮により引張応力が増大する冬季においては、長手方向の著大な残留応力はレール破断の原因になる場合がある。この冬季のレール破断を防止する観点から、長手方向の残留応力は低いことが望ましい。

＜柱部の長手方向残留応力を軽減する方法＞
以下に、柱部２を再加熱した場合に増加する長手方向の引張残留応力を低減する方法について説明する。

この方法は、柱部２と同時に頭頂部４および／または足裏部６を同時に再加熱する方法である。

柱部２と同時に頭頂部４の再加熱領域Ｐｈを再加熱した場合の、再加熱終了時点の再加熱断面ＴＬ、ＴＲにおける、表面温度分布Ｒ１を図２５Ａに示す。柱部２に加えて頭部１も温度が上昇する。その冷却過程において、柱部２と同様に頭部１においてもレール長手方向の収縮が生じる。一方、足部３は温度変化が小ないため歪は少ない。

この頭部１、柱部２と足部３の熱歪の違いにより、頭部１と柱部２の収縮が足部３に拘束されることになり、頭部１、柱部２に図２５Ｂに示すように引張残留応力が生じる。しかし、図２４Ａおよび図２４Ｂで示した柱部２だけを再加熱した場合に比較し、拘束部が足部３のみとなることから、レール全断面が長手方向に均一に収縮する状態に近づく。柱部２の長手方向の収縮歪を拘束する力が弱まり、引張応力Ｓｔｘは軽減される。

なお、図示しないが、柱部２と同時に足裏部６を再加熱した場合、柱部２と足裏部６に引張残留応力が生じるが、柱部２だけを再加熱した場合と比較し、変形の拘束は頭部１だけとなり、柱部２の長手方向の引張応力Ｓｔｘは軽減される。

柱部２と同時に頭頂部４と足裏部６との３つの部位を同時に再加熱すると、再加熱部ＴＬ、ＴＲにおいてレールの全断面にわたって再加熱温度が均一化してくる。このため、長手方向の収縮歪も全断面にわたって均一化が進み、柱部２の長手方向の残留応力Ｓｔｘ、Ｓｑｘはさらに軽減される。その場合のＴＬ、ＴＲ、Ｑ位置における断面内の長手方向残留応力Ｓｑｈｘ，Ｓｑｂｘ，Ｓｔｈｘ、Ｓｔｂｘを図２６に示す。

＜頭頂部４もしくは足裏部６の再加熱領域Ｐｈ、Ｐｂと溶接中心との距離Ｃｈ、Ｃｂについて＞
頭頂部４もしくは足裏部６の再加熱領域ＰｈもしくはＰｂは、柱部における再加熱領域Ｐｗと同等の大きさであることが望ましい。これは、柱部２の再加熱範囲より頭頂部４、足裏部６の再加熱範囲が狭いと、柱部２の長手方向の残留応力を低減する効果が少ないためである。逆にこれらの部位の再加熱領域が過剰になると、これらの部分自体に大きい引張残留応力を生じることになる。すなわち、頭頂部４、足裏部６の再加熱領域Ｐｈ、Ｐｂにおける、溶接中心の距離Ｃｈ、もしくはＣｂは、柱部２の再加熱領域ＰｗにおけるＣｗと、また、再加熱長さＢｈ、ＢｂはＢｗと同等であることが望ましい。

したがって、寸法的な限定範囲も、ＨＡＺ長さＬｈで除した値で示した場合、Ｃｈ／ＬｈもしくはＣｂ／Ｌｈが０．２〜３、再加熱領域の長さＢｈ、ＢｂをＨＡＺ長さＬｈで除した値Ｂｈ／ＬｈもしくはＢｂ／Ｌｈが０．５以上、５以下であることが望ましい。

＜頭頂部４の再加熱領域Ｐｈの幅Ａｈについて＞
溶接後の温間状態で柱部に加えて頭部を再加熱する場合に、頭部の再加熱領域の幅Ａｈを変化させた際の、溶接部柱部の長手方向の残留応力に与える影響を図２７に示す。

図のデータは単位長さ当たり重量７０ｋｇ／ｍの熱処理レールの柱部に加えて頭部を再加熱した例である。レール成分は質量％で、Ｃ：０．９１％、Ｓｉ：０．４７％、Ｍｎ：０．７５％、Ｃｒ：０．３１、残部はＦｅおよび不可避不純物である。レール頭頂部における硬さはＨｖ４２０である。レールの断面寸法は、レール高さ１８８．９ｍｍ、足幅Ｇｂ１５２．４ｍｍ、柱部の厚さ１７．５ｍｍ、頭幅Ｇｈ７７．８ｍｍ、柱部の高さＨｗ１０４．０ｍｍである。溶接はフラッシング時間２４０秒で、アップセット加圧による収縮量は１６ｍｍ、ＨＡＺ長さは４２ｍｍである。再加熱領域は図２５Ａに示すように溶接部から離れた位置のレール母材部である。柱部および頭部の再加熱領域と溶接中心との距離Ｃｗはいずれも８０ｍｍで、再加熱領域の長さＢｗはいずれも５０ｍｍ、柱部の再加熱領域の高さＡｗは１００ｍｍ、再加熱領域の中心における再加熱温度Ｔｈは５００℃である。この条件で頭部の再加熱領域の幅Ａｈを変化させた。

レールサイズによるレール頭部幅Ｇｈの影響を取り除いて一般化するために、横軸は再加熱領域の幅Ａｈをレール頭部幅Ｇｈで除した値Ａｈ／Ｇｈで示している。頭部の再加熱領域の幅Ａｈが増加するにしたがって、図２５Ｂで示した頭部の熱歪が柱部の熱歪に近づくことで、柱部の長手方向残留応力は低減する。後熱を行わない溶接ままの継手は２２０ＭＰａ程度の残留応力であり、後熱処理材の残留応力はこれより低く抑えることが望ましい。そのためにはＡｈ／Ｇｈが０．３より大きくする必要がある。

＜足裏部６の再加熱領域Ｐｂの幅Ａｂについて＞
溶接後の温間状態で柱部に加えて足裏部６を再加熱する場合に、足裏部６の再加熱領域の幅Ａｂを変化させた際の、溶接部柱部の長手方向の残留応力に与える影響を図２８に示す。

図のデータは単位長さ当たり重量７０ｋｇ／ｍの熱処理レールの柱部に加えて足裏部６を再加熱した例である。レール成分は質量％で、Ｃ：０．９１％、Ｓｉ：０．４７％、Ｍｎ：０．７５％、Ｃｒ：０．３１、残部はＦｅおよび不可避不純物である。レール頭頂部における硬さはＨｖ４２０である。レールの断面寸法は、レール高さ１８８．９ｍｍ、足幅Ｇｂ１５２．４ｍｍ、柱部の厚さ１７．５ｍｍ、頭幅Ｇｈ７７．８ｍｍ、柱部の高さＨｗ１０４．０ｍｍである。溶接はフラッシング時間２４０秒で、アップセット加圧による収縮量は１６ｍｍ、ＨＡＺ長さは４２ｍｍである。再加熱領域は図２５Ａおよび図２５Ｂに示すように溶接部から離れた位置のレール母材部である。柱部および足裏部６の再加熱領域と溶接中心との距離Ｃｗはいずれも８０ｍｍで、再加熱領域の長さＢｗはいずれも５０ｍｍ、柱部の再加熱領域の高さＡｗは１００ｍｍ、柱部と頭部の再加熱領域の中心における再加熱温度Ｔｈはいずれも５００℃である。この条件で足裏部６の再加熱領域の幅Ａｂを変化させた。

レールサイズよる足部の幅の影響を取り除いて一般化するために、横軸は再加熱領域の幅Ａｂをレール足幅Ｇｂで除した値Ａｂ／Ｇｂで示している。足裏部６の再加熱領域の幅Ａｂが増加するにしたがって、図２６で示した足裏部６の熱歪が柱部の熱歪に近づくことで、柱部の長手方向残留応力は低減する。後熱を行わない溶接ままの継手は２２０ＭＰａ程度の残留応力であり、後熱処理材の残留応力はこれより低く抑えることが望ましい。そのためにはＡｂ／Ｇｂを０．３より大きくする必要がある。

＜頭頂部４もしくは足裏部６の再加熱領域Ｐｈ、Ｐｂの再加熱温度について＞
頭頂部４もしくは足裏部６の再加熱領域ＰｈもしくはＰｂの中心における再加熱温度は、柱部における再加熱温度Ｔｈと同等であることが望ましい。

これは、柱部２の再加熱温度より頭頂部４、足裏部６の再加熱温度が低いと、柱部２の長手方向の残留応力を低減する効果が少ないためである。逆にこれらの部位の再加熱温度が過剰になると、これらの部分自体に大きい引張残留応力を生じることになる。すなわち、頭頂部４、足裏部６の再加熱領域Ｐｈ、Ｐｂにおける再加熱温度は、柱部２の再加熱温度と同等であることが望ましい。したがって、頭頂部４もしくは足裏部６の再加熱領域ＰｈもしくはＰｂの中心における再加熱温度は４００℃以上、７５０℃以下であることが望ましい。

＜再加熱方法について＞
溶接部の再加熱装置、再加熱機構は対象とするレール部位を適切に再加熱できるものであれば、特にその形式は問わない。

＜使用するレール鋼について＞
本発明を適用するレール鋼は、金属組織がパーライトである鉄道用レール鋼である。残留応力の発生は図８Ａ〜図８Ｃに示したように溶接後の冷却過程で生じる熱歪とその拘束による。この際の鉄鋼の変態歪との関係について説明する。変態時には体積膨張による新たな歪の発生や、オーステナイト温度域で生じていた熱応力が格子の組み変わりにより緩和する、など複雑な歪過程が生じる。パーライト鋼はオーステナイト温度域から冷却される際に６００〜７００℃で変態が生じる。この温度域は材料の降伏点が低く、熱応力の生じにくい温度域である。一方、合金成分の増加により変態温度域を３００〜５００℃のベイナイト域、３００℃以下のマルテンサイト域としたレール材が一部存在する。それらは変態温度域が低いため、変態歪が顕著に応力を発生させ、残留応力に影響する。なおマルテンサイト変態を利用するレール鋼は冷却後に焼き戻しが施される。

本発明はパーライト組織を有するレール鋼についてはその詳細な化学成分組成に影響されず、いずれも有効であるが、ベイナイト組織、焼き戻しマルテンサイト組織を呈するレールは対象外である。

パーライト組織を有するレール鋼の化学成分について以下、補足説明する。
Ｃは、パーライト組織を有する鉄道用レール鋼における高強度化およびパーライト組織生成のための必須元素であり、０．６％〜１．１％含有される。Ｃが増加するほど耐摩耗性能が向上するため、急曲線や重荷重鉄道ではＣ量が高いレール鋼が使用される。Ｃ量が０．６％以下では初析フェライトが生成しやすくなり材料強度、耐摩耗性が低下する。Ｃ量が１．１％以上では初析セメンタイトが生じやすく材料が税化しやすくなる。

Ｓｉはパーライト組織中のフェライト相への固溶強化による高強度化への寄与のために０．１％〜１．０％含有される。０．１％以下ではその効果が得られず、１．０％以上では材料が脆化しやすくなる。

Ｍｎはパーライト変態温度を低下させ、焼入れ性を高めることによって高強度化に寄与する元素で、０．４％〜１．２％含有される。０．４％以下ではその効果が得られず、１．２％以上では焼入れ性が過剰になり、ベイナイト組織やマルテンサイト組織といった異組織が生じやすくなる。

さらにレール鋼においては上記成分の他に、パーライト組織の強化、パーライト中のフェライト相の靭性改善、レール圧延素材の加熱時におけるオーステナイト粒の、あるいは圧延時におけるオーステナイト粒の細粒化によって高靭性を得るなどの必要に応じ、Ｖは０．２％以下，Ｎｂは０．１％以下，Ｍｏは０．３％以下、Ｔｉは０．０５％以下，Ａｌは０．１％以下，Ｃａは０．０２％以下，Ｎｉは０．５％以下，Ｃｕは０．５％以下，Ｃｒは０．８％以下の添加されることがある。

また鋼中に不可避不純物としてＰ、Ｓ、Ｏ、Ｎは０．０３％以下、Ｈは０．００５％以下、含まれる。

以下に本発明の一態様の実施例、比較例を示す。
＜使用レール＞
表１に使用した３種類のレールを示す。レール鋼Ａは通称、普通レールと呼ばれる鋼種で、炭素量０．６５〜０．７５重量％を含有する亜共析鋼であり、圧延ままの素材で、レール頭部の硬度はビッカース硬度２６０〜２９０である。レール鋼Ｂは圧延後に熱処理されたレールで、炭素量０．７５〜０．８５重量％を含有する共析鋼であり、レール頭部の表面下５ｍｍでの硬度がビッカース硬度３６０〜４００の鋼種を使用した。レール鋼Ｃは炭素量０．８５〜０．９５％を含有する過共析鋼であり、圧延後に熱処理されたレールで、レール頭部の表面下５ｍｍでの硬度がビッカース硬度４００〜４５０の鋼種を使用した。

表２に使用したレールの寸法を示す。表中の「イ」は主に重荷重の貨物鉄道で採用されるレールの例で、１４１Ｌと呼称されている。「ロ」は主に軽荷重の貨物および旅客鉄道で主に採用されている断面サイズで、５０Ｎと呼称されている。

＜溶接方法＞
フラッシュバット溶接法により溶接した。フラッシュ時間は１８０秒間、加圧距離は１５ｍｍとした。

＜再加熱方法＞
６０Ｈｚ交流電源をインバーター整流して５ｋＨｚに高周波変換し、加熱コイルに通電することにより再加熱した。加熱コイルはレール表面から５〜２０ｍｍの近距離に設置し、再加熱領域をできるだけ明瞭に限定できるようにした。

＜残留応力の測定方法＞
歪ゲージを測定位置に接着し、この部分を板厚５ｍｍ、長さ１５ｍｍ、幅１５ｍｍに切り出し、歪の変化量から残留応力を算出した。

＜疲労試験方法＞
（１）柱部の水平亀裂に対する疲労特性の試験方法
柱部の水平亀裂に対する疲労強度の評価試験は図２９に模式的に示す方法で行った。定盤２７の上にレール溶接部を置き、溶接部のレール頭部から押し治具２８で荷重を繰返し与えた。押し治具２８の曲率半径は車輪に近い４５０ｍｍとした。付与する荷重は重荷重鉄道での実荷重が２０トン程度であることを考慮し、実験速度の促進のために３０トンに設定した。最低荷重は４トンとした。荷重繰返し速度は２Ｈｚとし、溶接部に亀裂が発生した時点で試験を終了した。荷重繰返し回数が２００万回まで非破断であった場合は、そこで試験を終了した。

（２）柱部の軸方向応力に対する疲労特性の試験方法
軸方向疲労強度の評価試験を模式的に図３０に示す。溶接部の両側０．５ｍの位置でレールを試験機にセットし、軸方向の片振り荷重Ｋを繰返し付与した。最低応力を３０ＭＰaとし、最大応力を４３０ＭＰaとした。荷重繰返し速度は５Ｈｚとし、溶接部に亀裂が発生した時点で試験を終了した。荷重繰返し回数が２００万回まで非破断であった場合は、そこで試験を終了した。

＜実施例Ａ＞
表３はレールをフラッシュバット溶接した後に、レール柱部を再加熱した例を示す。
同一条件で２〜３本の試験体をフラッシュバット溶接により作成し、そのうち１本は残留応力を測定し、２本目は柱部の疲労寿命評価試験を行った。被溶接レールには鋼種は表１のＡ、断面サイズは表２のイを用いた。母材硬度はＨｖ２６０〜２９０である。

実施例Ａ１〜Ａ１３は溶接完了後１８０分経過し、溶接部温度が５０℃になった後に再加熱した例である。実施例Ａ１４〜Ａ２１は溶接完了後５分から１２０分の間の種々のタイミングで再加熱時期を変化させた例である。

いずれの実施例も柱部の鉛直方向の残留応力は、比較例ａ１で示した溶接まま材に比較して低下した。それに伴い、比較例ａ１の溶接まま材では柱部の疲労試験において荷重繰り返し回数２,０００，０００回に到達しない短寿命で亀裂が発生したのに対して、実施例Ａ１〜Ａ２１では２,０００，０００回まで亀裂は発生しなかった。

一方、比較例ａ２〜ａ９は柱部の再加熱を行っているものの、再加熱領域Ｐと溶接中心の距離Ｃが近すぎるか、もしくは遠すぎることが主な原因となり残留応力が十分に下がっていない。このため疲労試験において短寿命で破断した。

また、比較例ａ８は再加熱温度が高すぎたため、再加熱部が硬さＨｖ２００にまで軟化し、この部分から疲労亀裂が生じた。

＜実施例Ｂ＞
表４はレールをフラッシュバット溶接した後に、レール柱部と同時にレール頭部を再加熱した例を示す。

同一条件で３本の試験体をフラッシュバット溶接により作成し、そのうち１本は残留応力を測定し、２本目は柱部の疲労寿命評価試験を、３本目は軸力疲労試験を行った。

被溶接レールには鋼種は表１のＢ、断面サイズは表２のイを用いた。母材の硬度はＨｖ３６０〜４００である。

いずれの実施例も柱部の鉛直方向の残留応力は、比較例ｂ１で示した溶接まま材に比較して低下した。それに伴い、比較例ｂ１の溶接まま材では柱部の疲労試験において荷重繰り返し回数２,０００，０００回に到達しない短寿命で亀裂が発生したのに対して、実施例Ｂ１〜Ｂ２３では２,０００，０００回まで亀裂は発生しなかった。

実施例Ｂ１〜Ｂ１４は溶接完了後１８０分経過し、溶接部温度が５０℃になった後に再加熱した例である。実施例Ｂ１５〜Ｂ２３は溶接完了後５分から１２０分の間の種々のタイミングで再加熱の開始時期を変化させた例である。再加熱開始時期が早まるにつれて残留応力はやや増加する傾向にある。

実施例Ｂ１４とＢ１７は柱部２と頭頂部４の再加熱領域を連続化させた例である。

一方、比較例ｂ２〜ｂ１１は柱部２、頭頂部４の再加熱を行っているものの、柱部２の再加熱領域Ｐｗと溶接中心の距離Ｃｗが近すぎるか、もしくは遠すぎることが主な原因となり、鉛直方向の残留応力が十分に下がっていない。このため柱部の疲労試験において短寿命で破断した。一方、頭頂部４を再加熱することで、長手方向の残留応力は比較例ｂ1の溶接まま材に比較して低下し、軸方向疲労試験における疲労寿命は向上している。ただし比較例ｂ３、ｂ６、ｂ７、ｂ９は頭頂部４の再加熱温度が不十分であることや、再加熱領域の寸法が不適切なため、荷重繰返し回数２，０００，０００回までに破断した。

＜実施例Ｃ＞
表５はレールをフラッシュバット溶接した後に、レール柱部２と同時にレール足裏部６を再加熱した例を示す。

同一条件で３本の試験体をフラッシュバット溶接により作成し、そのうち１本は残留応力を測定し、２本目は柱部の疲労寿命評価試験を、３本目は軸力疲労試験を行った。

被溶接レールには鋼種は表１のＣ、断面サイズは表２のイを用いた。母材の硬度はＨｖ４００〜４５０である。

いずれの実施例も柱部の鉛直方向の残留応力は、比較例ｃ１で示した溶接まま材に比較して低下した。それに伴い、比較例ｃ１では柱部の疲労試験において荷重繰り返し回数２,０００，０００回に到達しない短寿命で亀裂が発生したのに対して、実施例Ｃ１〜Ｃ２３では２,０００，０００回まで亀裂は発生しなかった。

実施例Ｃ１〜Ｃ１４は溶接完了後１８０分経過し、溶接部温度が５０℃になった後に再加熱した例である。実施例Ｃ１５〜Ｃ２３は溶接完了後５分から１２０分の間の種々のタイミングで再加熱の開始時期を変化させた例である。再加熱開始時期が早まるにつれて残留応力はやや増加する傾向にある。

実施例Ｃ１４とＣ１７は柱部と頭頂部４の再加熱領域を連続化させた例である。

一方、比較例ｃ２〜ｃ１１は柱部の柱部２、頭頂部４の再加熱を行っているものの、柱部の再加熱領域Ｐｗと溶接中心の距離Ｃｗが近すぎるか、もしくは遠すぎることが主な原因となり、鉛直方向の残留応力が十分に下がっていない。このため柱部の疲労試験において短寿命で破断した。

一方、頭頂部４を再加熱することで、長手方向の残留応力は比較例ｃ1の溶接まま材に比較して低下し、軸方向疲労試験における疲労寿命は向上している。ただし比較例ｃ３、ｃ９は頭頂部４の再加熱温度が不十分であることや、再加熱領域の寸法が不適切なため、荷重繰返し回数２，０００，０００回までに破断した。

また、比較例ｃ６とｃ７は頭頂部４の再加熱温度が高すぎるために、頭頂面が軟化した。頭頂部４は耐摩耗性が重要であるため、これらの軟化を生じる処理は好ましくない。

＜実施例Ｄ＞
表６−１及び表６−２はレールをフラッシュバット溶接した後に、レール柱部２と同時にレール頭頂部４と足裏部６を再加熱した例を示す。

同一条件で３本の試験体をフラッシュバット溶接により作成し、そのうち１本は残留応力を測定し、２本目は柱部の疲労寿命評価試験を、３本目は軸力疲労試験を行った。

被溶接レールには鋼種は表１のＣ、断面サイズは表２のイおよびロを用いた。母材の硬度はＨｖ４００〜４５０である。

いずれの実施例も柱部の鉛直方向の残留応力は、比較例ｄ１で示した溶接まま材に比較して低下した。それに伴い、比較例ｄ１の溶接まま材では柱部の疲労試験において荷重繰り返し回数２,０００，０００回に到達しない短寿命で亀裂が発生したのに対して、実施例Ｄ１〜Ｄ４１では２,０００，０００回まで亀裂は発生しなかった。

実施例Ｄ１〜Ｄ２２、Ｄ３０〜Ｄ３２、Ｄ３６およびＤ４０は溶接完了後１８０分経過し、溶接部温度が５０℃になった後に再加熱した例である。実施例Ｄ２３〜Ｄ２９、Ｄ３３〜Ｄ３５およびＤ３７〜Ｄ３９は溶接完了後５分から１２０分の間の種々のタイミングで再加熱の開始時期を変化させた例である。再加熱開始時期が早まるにつれて残留応力はやや増加する傾向にある。

実施例Ｄ３６〜Ｄ３９はＨＡＺ長さの大きい、大入熱の条件で溶接した例である。
Ｄ３０とＤ３３は柱部２と頭頂部４の再加熱領域を連続化させた例である。
Ｄ３１とＤ３４は柱部２と足裏部６の再加熱領域を連続化させた例である。
Ｄ３２、Ｄ３７およびＤ３９〜Ｄ４１は柱部２、頭頂部４、足裏部６の再加熱領域をすべて連続化させた例である。

一方、比較例ｄ２〜ｄ１６は柱部の柱部２と頭頂部４および、もしくは足裏部６の再加熱を行っているものの、柱部の再加熱領域Ｐｗと溶接中心の距離Ｃｗが近すぎるか、もしくは遠すぎることが主な原因となり、鉛直方向の残留応力が十分に下がっていない。このため柱部の疲労試験において短寿命で破断した。

一方、頭頂部４および、もしくは足裏部６を再加熱することで、長手方向の残留応力は比較例ｄ1の溶接まま材に比較して低下し、軸方向疲労試験における疲労寿命は向上している。ただし比較例ｄ５、ｄ８、ｄ１０〜ｄ１４は頭頂部４もしくは足裏部６の再加熱温度が不十分であることや、再加熱領域の寸法が不適当なところがあり、荷重繰返し回数２，０００，０００回までに破断した。

また、比較例ｄ２は柱部２と足裏部６の再加熱温度が高すぎるために、それら部位が軟化し、この軟化部が疲労起点になった。また、足裏部６は車輪の通過により曲げモードの引張応力が生じるため、軟化を生じる処理は好ましくない。

＜実施例Ｅ＞
表７は、レールをフラッシュバット溶接した後の種々の溶接部の温度が異なる時期に再加熱を行った実施例を示す。

被溶接レールには鋼種は表１のＣ、断面サイズは表２のイおよびロを用いた。母材の硬度はＨｖ４００〜４５０である。

この実施例では、柱部の再加熱部の残留応力を測定した。さらに、疲労試験として、図３１に示すように荷重を柱部の再加熱部の中心の鉛直線上に負荷する試験を行った。

同一条件で３本の試験体をフラッシュバット溶接により作成し、そのうち１本は残留応力を測定し、２本目は柱部の溶接部に対する疲労寿命評価試験を、３本目は柱部の再加熱部に対する疲労寿命評価試験を行った。

実施例Ｅ１，Ｅ２はレール柱部だけを再加熱した例、実施例Ｅ３，Ｅ４はレール柱部とレール頭部とを再加熱した例、実施例Ｅ５，Ｅ６はレール柱部とレール足部とを再加熱した例、実施例Ｅ７〜Ｅ２３はレール柱部、レール頭部およびレール足部を再加熱した例である。このうち、実施例Ｅ１４〜Ｅ２３は、レール柱部、レール頭部、およびレール足部の再加熱領域のうちの少なくとも２つが連続している例である。

再加熱開始時期により変化する溶接部の初期温度に応じて再加熱温度を調整することにより、溶接部の残留応力は３５０ＭＰａ以下、再加熱部の残留応力は４００ＭＰａ以下となり、溶接部全体として残留応力の低い溶接部が得られている。

この残留応力の低減に伴い、比較例ｅ１の溶接まま材では柱部の溶接部に対する疲労試験において荷重繰り返し回数２,０００，０００回に到達しない短寿命で亀裂が発生したのに対して、実施例Ｅ１〜Ｅ２３では２,０００，０００回まで亀裂は発生しなかった。

また、再加熱部に対して行った柱部の疲労試験においても荷重繰り返し回数２,０００，０００回まで亀裂は発生しなかった。一方、比較例ｅ２、ｅ５は再加熱部の残留応力が４００ＭＰａ以上になり、再加熱部に対して行った柱部の疲労試験においても荷重繰り返し回数２,０００，０００回に到達しない短寿命で亀裂が発生した。

また、比較例ｅ３，ｅ４，ｅ６，ｅ７，ｅ９は、再加熱温度が不足しているため溶接部の残留応力が３５０ＭＰａを超しており、柱部の溶接部に対する疲労試験において荷重繰り返し回数２,０００，０００回に到達しない短寿命で亀裂が発生した。

また、比較例ｅ８、ｅ１０は、再加熱温度が高すぎたために再加熱部が軟化し、柱部の溶接部および再加熱部に対する疲労試験において荷重繰り返し回数２,０００，０００回に到達しない短寿命で亀裂が発生した。

１・・・レールの頭部
２・・・レールの柱部
３・・・レールの足部
４・・・レールの頭頂部
５・・・レールの足表部
６・・・レール足裏部
７・・・溶接部
８・・・溶接ビード
９・・・電極
１０・・・被溶接レール
１１・・・アップセットによる溶接ビード
１２・・・トリマー
１３・・・電源
２２・・・疲労亀裂
２３・・・脆性亀裂
２４・・・枕木
２５・・・車輪
２６・・・軸方向収縮応力
２７・・・定盤
２８・・・押し治具
２９・・・疲労試験機のチャック
Ａ−Ａ・・・Ａ−Ａ断面、溶接中心においてレール長手方向に直角の断面
Ａｗ・・・柱部の再加熱領域の高さ
Ａｈ・・・頭部の再加熱領域の幅
Ａｂ・・・足裏部６の再加熱領域の幅
Ｂ−Ｂ・・・Ｂ−Ｂ断面、レール対称軸を通り、長手方向に平行かつ鉛直な断面
Ｂｗ・・・柱部の再加熱領域の長さ
Ｂｈ・・・頭部の再加熱領域の長さ
Ｂｂ・・・足裏部６の再加熱領域の長さ
Ｃ・・・再加熱領域と溶接中心との距離
Ｃｗ・・・柱部の再加熱領域と溶接中心との距離
Ｃｈ・・・頭部の再加熱領域と溶接中心との距離
Ｃｂ・・・足裏部６の再加熱領域と溶接中心との距離
Ｄ−Ｄ・・・Ｄ−Ｄ断面（柱部の高さ中心面）
Ｅ・・・歪
Ｅｔ・・・再加熱部の歪
Ｅｔｘ・・・長手方向の再加熱部の歪
ＦＬ、ＦＲ・・・再加熱領域より外側のレール長手方向に直角の断面であり、ＦＬは図に示す左側の、ＦＲは図に示す右側の断面
Ｇｈ・・・頭幅
Ｇｂ・・・足幅
Ｈｗ・・・柱の高さ
Ｋ・・・荷重
Ｌｈ・・・ＨＡＺ長さ
ＭＬ、ＭＲ・・・溶接部近傍のレール長手方向に対する直角の断面であり、ＭＬは図に示す左側の、ＭＲは図に示す右側の断面
Ｐ・・・再加熱領域
Ｐｗ・・・柱部の再加熱領域
Ｐｈ・・・頭部の再加熱領域
Ｐｂ・・・足裏部６の再加熱領域
Ｑ・・・溶接中心
Ｒｗｏ・・・溶接直後の温度分布
Ｒｗ１・・・溶接直後の放冷時の温度分布
Ｒ０・・・再加熱直前の温度分布
Ｒ１・・・再加熱直後の温度分布
Ｒ２・・・再加熱から所定の時間が経過した後の温度分布
Ｓｑ・・・溶接中心における応力
Ｓｔ・・・再加熱部における応力
Ｓｔｘ・・・断面Ｔにおける柱部の長手方向収縮応力
Ｓｔｈｘ・・・断面Ｔにおける頭部の長手方向収縮応力
Ｓｆ・・・再加熱領域の外側の断面における応力
Ｓｍ・・・Ｍ断面における応力
ＴＬ、ＴＲ・・・再加熱領域の中心を通りレール長手方向に直角の断面であり、ＴＬは図に示す左側の、ＴＲは図に示す右側の断面
Ｔｈ・・・再加熱温度
Ｕ・・・残留応力の分布
ＶＬ、ＶＲ・・・残留応力が中立になる点であり、ＶＬは図に示す左側、ＶＲは図に示す右側の点
Ｗ・・・レール側の圧縮残留応力が最大になる位置
Ｘ・・・ＨＡＺ境界線
Ｚ・・・溶融境界

Claims (11)

1. フラッシュバット溶接法による、パーライト組織を有するレール鋼の溶接後のレール溶接部の再加熱方法において、中心における再加熱における到達温度が４００℃以上、７５０℃以下であるレール柱部の再加熱領域Ｐｗと溶接中心Ｑとの距離Ｃｗが、溶接部のＡ１変態点以上に加熱された領域であるＨＡＺのＨＡＺ長さＬｈの０．２倍以上、３倍以下とし、中心における到達温度が４００℃以上、７５０℃以下であるレール頭頂部における再加熱領域Ｐｈと溶接中心Ｑとの距離Ｃｈが、前記溶接部のＨＡＺ長さＬｈの０．２倍以上、３倍以下であるレール溶接部の再加熱方法。
2. 前記レール頭頂部における再加熱領域Ｐｈの長さＢｈが、前記溶接部のＨＡＺ長さＬｈの０．５倍以上、５倍以下である請求項１に記載のレール溶接部の再加熱方法。
3. 前記レール頭頂部における再加熱領域Ｐｈの幅Ａｈが、レールの頭幅Ｇｈの０．３倍以上である請求項１または２に記載のレール溶接部の再加熱方法。
4. フラッシュバット溶接法による、パーライト組織を有するレール鋼の溶接後のレール溶接部の再加熱方法において、中心における再加熱における到達温度が４００℃以上、７５０℃以下であるレール柱部の再加熱領域Ｐｗと溶接中心Ｑとの距離Ｃｗが、溶接部のＡ１変態点以上に加熱された領域であるＨＡＺのＨＡＺ長さＬｈの０．２倍以上、３倍以下とし、中心における到達温度が４００℃以上、７５０℃以下であるレール足裏部における再加熱領域Ｐｂと溶接中心Ｑとの距離Ｃｂが、前記溶接部のＨＡＺ長さＬｈの０．２倍以上、３倍以下であるレール溶接部の再加熱方法。
5. レール足裏部における再加熱領域Ｐｂと溶接中心Ｑとの距離Ｃｂが、前記溶接部のＨＡＺ長さＬｈの０．２倍以上、３倍以下である請求項１〜３のいずれか１項に記載のレール溶接部の再加熱方法。
6. 前記レール足裏部における再加熱領域Ｐｂの長さＢｂが、前記溶接部のＨＡＺ長さＬｈの０．５倍以上、５倍以下である請求項４または５に記載のレール溶接部の再加熱方法。
7. 前記レール足裏部における再加熱領域の幅Ａｂが、レールの足幅Ｇｂの０．３倍以上である請求項４〜６のいずれか１項に記載のレール溶接部の再加熱方法。
8. 前記レール柱部の再加熱領域Ｐｗのレール長手方向の長さＢが、前記溶接部のＨＡＺ長さＬｈの０．５倍以上、５倍以下である請求項１〜７のいずれか１項に記載のレール溶接部の再加熱方法。
   ０．５Ｌｈ≦Ｂ≦５Ｌｈ
9. 前記レール柱部の再加熱領域Ｐｗの高さＡが、前記レール柱部の高さＨｗの０．２倍以上である請求項１〜８のいずれか１項に記載のレール溶接部の再加熱方法。
   ０．２Ｈｗ≦Ａ
10. 前記レール柱部の再加熱領域Ｐｗの中心における再加熱時の到達温度Ｔｈ（℃）が、以下の式（１）を満たす、請求項１〜９のいずれか１項に記載のレール溶接部の再加熱方法。
    ０．３７５Ｔｗ＋３５０≦Ｔｈ≦０．５Ｔｗ＋６００ ・・・（１）
    Ｔｗは、溶接部の再加熱時の初期温度Ｔｗ（℃）
11. フラッシュバット溶接法による、パーライト組織を有するレール鋼の溶接後のレール溶接部の再加熱方法において、中心における再加熱における到達温度が、４００℃以上、７５０℃以下であるレール柱部の再加熱領域Ｐｗと溶接中心Ｑとの距離Ｃｗを、溶接部のＡ１変態点以上に加熱された領域であるＨＡＺのＨＡＺ長さＬｈに基づき以下の式（２）によって決定する、レール溶接部の再加熱方法。
    ０．２Ｌｈ≦Ｃ≦３Ｌｈ ・・・（２）

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