WO2012161207A1 - レール溶接部の再加熱方法 - Google Patents

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WO2012161207A1
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rail
welding
residual stress
column
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狩峰　健一
上田　正治
克也 岩野
秀朗 鳥取
剛士 山本
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新日鐵住金株式会社
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Definitions

  • the present invention relates to a method for reheating a welded portion that improves the fatigue strength of the welded portion compared to the conventional welding method for rails.
  • the rails that are most likely to be damaged and require maintenance costs are rail joints.
  • the seam is the main source of noise and vibration generated when passing through the train. Since speeding up of passenger railways and heavy loading of freight railways are being promoted in Japan and overseas, the technology of making the rail joints having the above-mentioned problems continuous by welding to become long rails is becoming common.
  • FIG. 1A is a side view of the welded portion in the longitudinal direction.
  • Long rails are manufactured by welding at least two rails. For this reason, the welded portion 7 is included in the long rail.
  • the weld 8 has a bead 8.
  • FIG. 1B is an AA cross-sectional view perpendicular to the rail longitudinal direction at the welding center Q.
  • the rail has a head 1 at the top of the rail where contact with the wheel occurs, a foot 3 at the bottom of the rail that contacts the sleepers, and a pillar 2 that is a vertical portion between the head 1 and the foot 3.
  • the highest point 4 on the head is also called the top of the head and the upper surface 5 of the foot, and the back 6 of the foot is also called the sole or bottom.
  • FIG. 1C is a BB cross-sectional view including the welding center Q and parallel to the rail longitudinal direction and perpendicular to the rail.
  • a region heated by the welding above the A1 transformation point that is, a boundary line X of a heat affected zone (hereinafter referred to as HAZ) is formed on both sides of the welding center Q.
  • HAZ heat affected zone
  • FIG. 1D is a BB cross section in melt welding such as thermite welding or enclosing arc welding.
  • a melt boundary Z exists on both sides of the welding center Q, and the inside is weld metal.
  • a voltage is applied to the workpiece 10 placed opposite to each other through the electrode 9 to generate an arc between the end faces, and the end face of the workpiece is removed.
  • This is a welding method in which when a material to be welded is melted and sufficiently heated, the material to be welded is pressed by pressing the material in the axial direction.
  • the material to be welded 10 is opposed with a gap of 20 to 30 mm, the gap is surrounded by a mold, and molten steel is generated by the reaction of aluminum and iron oxide in a crucible set on the upper part of the mold. Is injected into the mold to melt the end face of the rail and weld it.
  • Gas welding is a method in which the welded material in the vicinity of the joint surface is heated from the side by a burner in a state where the joint surface is pressurized, and the joint surface is pressure-welded at a high temperature.
  • the inflated part is removed by a trimmer.
  • Enclosed arc welding is a manual arc welding method in which workpieces are made to face each other with a gap of 10 to 20 mm, the gap is surrounded by a backing metal and a side plating, and the welding metal is raised with a welding rod. .
  • FIG. 3A shows the state of occurrence of the horizontal crack of the column portion from the side of the rail, and the fatigue crack 22 occurs in the horizontal direction starting from a weld defect near the extraneous axis near the column neutral axis, and then brittle.
  • the crack 23 penetrates the column thickness, one crack has progressed to the rail top side and the other crack has progressed to the bottom side.
  • the starting point of this fracture may be a weld defect, but even when there is no defect, the fracture can occur from the surface of the weld.
  • FIG. 3B shows the state seen from the rail head top side by cutting the occurrence site of the horizontal crack of the column and opening the crack surface. It can be seen that a fatigue crack 22 occurs starting from the vicinity of the center of the column portion of the rail welded portion, and then the brittle crack 23 penetrates the column plate thickness.
  • FIG. 4 shows the measurement results by the present inventors of the distribution in the cross section of the residual stress in the circumferential direction perpendicular to the rail longitudinal direction at the center Q of the rail weld.
  • the cause of the fatigue crack 22 is that a large tensile residual stress is generated in the vicinity of the column portion 2 of the welded portion in the circumferential direction of the rail, that is, in the vertical direction due to welding, and the fatigue crack is generated and propagated due to repeated loads every time the train passes. Is due to.
  • the residual stress in the vertical direction is desirably 350 MPa or less in order to reduce the occurrence frequency of fatigue cracks.
  • Rail tracks consist of crushed ballast, sleepers, rail and sleeper fastening devices, and rails. When the train passes on the rail, a distributed load is applied from the wheels of many trains.
  • FIG. 5 shows a case where the wheel 25 passes directly above the sleepers 24.
  • the largest stress is generated in the rail pillar portion 2 having a small cross-sectional area.
  • the stress in this case is compression
  • the column portion 2 of the welded portion 8 is substantially in a repeated stress state in the tensile region due to the above-described significant tensile residual stress.
  • a state where the wheel passes through the support interval of the sleepers is considered as another typical load state, and a load for pushing and bending the rail from above is applied as shown in FIG.
  • this load state the rail head is compressed in the longitudinal direction, the foot of the rail is pulled in the longitudinal direction, and the rail column is neutral.
  • shrinkage stress often acts in the longitudinal direction of the rail in winter, and repeated tensile stress may be applied at a low position of the column.
  • the residual stress in the longitudinal direction is added to these stresses, there is a concern that fatigue cracks in the direction perpendicular to the rail longitudinal direction due to the rail longitudinal stress, that is, vertical fatigue cracks are generated in the winter.
  • Non-Patent Document 2 the longitudinal residual stress in the flash butt weld is in a strong compressive stress state in the rail sole portion.
  • the measurement results of the present inventors are shown in FIG. For this reason, the tensile stress of the rail foot due to the passage of the train cancels out the residual stress and becomes a compression region, which is advantageous for the occurrence of fatigue cracks.
  • Patent Documents 5 and 6, etc. In order to prevent damage to the rail column portion, in Patent Documents 5 and 6, etc., the entire rail welded portion or the rail head portion and the column portion of the welded portion are accelerated and cooled from a high temperature state by welding heat or external heating. A method has been proposed in which the residual stress is controlled by using this to reduce the tensile residual stress generated in the vertical direction in the column portion of the welded portion or to change to the compression side to improve the fatigue resistance of the welded portion. By these inventions, it was possible to greatly reduce the occurrence of fatigue cracks from the rail pillars.
  • the residual stress in the vertical direction [o1] in the rail column is improved when the accelerated cooling method for the head and column after welding cited in Patent Documents 5 and 6 is performed. It is shown that the occurrence of fatigue cracks in the part is suppressed.
  • this method it is illustrated that the residual stress in the rail longitudinal direction at the sole is turned into a tensile stress.
  • the weight of freight cars tends to increase more and more in heavy-duty freight railways, and as a result, the load of bending style on the soles has increased.
  • the sole is pulled in the longitudinal direction of the rail by the load of the bending mode, and the residual stress in the longitudinal direction strongly affects the bending fatigue strength of this portion.
  • the residual stress in the sole longitudinal direction is pulled by the cooling treatment of Patent Documents 5 and 6, there is a concern that the bending fatigue performance is lowered.
  • Patent Document 8 discloses a method for reducing residual stress by reheating a welded portion with a gas burner. Although there is a possibility that the residual stress can be improved by this method, an appropriate reheating region which seems to be different for each welding method is not presented, and it cannot be said that it is necessarily sufficient for preventing fatigue damage.
  • JP 56-136292 A JP-A-11-270810 Japanese Unexamined Patent Publication No. 63-160799 JP-A-48-95337 JP 59-93837 A JP 59-93838 A JP-A-3-249127 JP-A-8-337819
  • One aspect of the present invention has been made in view of the above-described problems of the prior art, and its purpose is to efficiently create a long rail with improved fatigue strength of the weld compared to the prior art. It is to provide a method.
  • One aspect of the present invention is to improve fatigue strength by reducing residual stress in the rail weld. That is, the gist of one embodiment of the present invention is as follows. (1) In the method for reheating the rail welded portion after the rail welding, the distance C between the reheating region P of the rail column portion and the welding center Q is 0.2 times or more and 3 times the HAZ length Lh of the welded portion. Reheating method of rail welded part that is as follows. 0.2Lh ⁇ C ⁇ 3Lh
  • the length B of the reheating region P in the rail longitudinal direction is not less than 0.5 times and not more than 5 times the HAZ length Lh of the welded portion. Heating method. 0.5Lh ⁇ B ⁇ 5Lh
  • the distance Ch between the reheating region Ph and the welding center Q in the rail top 4 is not less than 0.2 times and not more than 3 times the HAZ length Lh of the welded portion as described in (1) to (5) above.
  • the reheating method of the rail welding part in any one.
  • the length Bh of the reheating region Ph in the rail top 4 is not less than 0.5 times and not more than 5 times the HAZ length Lh of the welded portion.
  • FIG. 1B is a cross-sectional view taken along line AA in FIG. 1A.
  • the schematic diagram which is an example of fatigue damage from the column part of a rail welding part, and looked at the damaged part from the horizontal direction. It is the fatigue damage example from the pillar part of a rail welding part, and is the schematic diagram which opened the crack of the damaged part and was seen from upper direction. Distribution in the AA cross section of the circumferential residual stress at the weld center Q of the flash butt weld joint. Explanatory drawing of the condition where a wheel passes on the welding part just above a sleeper. It is explanatory drawing of the condition where a wheel passes the welding part between sleepers, and shows the condition of the shrinkage stress in winter. Longitudinal residual stress distribution in the section AA at the weld center Q of the flash butt weld joint.
  • the schematic diagram of the temperature distribution at the time of performing the reheating of 1 aspect of this invention It is a schematic diagram which shows generation
  • the schematic diagram which shows the influence of the reheating temperature of a column part with respect to the up-down direction residual stress of the column part of a welding part The schematic diagram which shows the influence of the reheating temperature of a column part with respect to the up-down direction residual stress of the column part of a reheating part.
  • the schematic diagram which shows the temperature distribution of the perpendicular direction in reheating part TL and TR at the time of reheating only the column part 2.
  • FIG. The schematic diagram which shows distribution of the longitudinal direction residual stress in the welding center cross section Q at the time of reheating only the column part 2, and reheating part TL, TR.
  • FIG. 1 The schematic diagram which shows the temperature distribution of the perpendicular direction of the reheating part at the time of reheating a head in addition to the pillar part 2.
  • FIG. The schematic diagram which shows distribution of the residual stress of a longitudinal direction at the time of reheating a head in addition to the column part 2.
  • the schematic diagram which shows the relationship between the width Ab in the reheating area
  • the first step of the flash butt welding method is a step of generating an arc continuously between the end faces shown in FIG. 2A and is called a flushing step.
  • the bead is sheared and removed hot by a trimmer during a high temperature period immediately after welding. This process is called trimming.
  • Rail steel is generally hypoeutectoid or eutectoid carbon steel containing 0.5 to 0.8% by mass of carbon, as defined in JIS E1101 and JIS E1120. Recently, overeutectoid composition rail steel containing more than 0.8% by mass of carbon, which has improved wear resistance for heavy-duty cargo lines in overseas mining railways, is also becoming popular. .
  • the cross-sectional size is selected according to the weight of the wagon on that route. That is, in a section through which a heavy freight car passes, a large-section rail with high rigidity is adopted.
  • FIG. 8B shows the temperature distributions R1 and R2 during cooling and the direction of occurrence of shrinkage strain.
  • the temperature decrease with time is large, and the shrinkage strain Eq is large.
  • the peripheral part of the welded part for example, ML and MR
  • the temperature is originally low, the amount of temperature decrease is small, and the shrinkage strain Em is small.
  • This difference in shrinkage strain is due to the fact that the shrinkage is constrained from the surroundings when the welding center Q is taken as a reference, and tensile stress is generated.
  • the compression stress is applied by the shrinkage strain Eq of the welded portion. As a result, as shown in FIG.
  • a strong vertical tensile stress is generated at the welding center Q, and a compressive stress is generated around the center.
  • a positive value indicates a tensile state
  • a negative value indicates a compressed state.
  • the points VL and VR at which the tension is switched to the compression are affected by the length in the rail longitudinal direction where the weld is heated to a high temperature.
  • the length at which the weld is heated to a high temperature can be expressed by the length of the HAZ of the weld. That is, the longer the HAZ, the longer the region where the weld is heated to a higher temperature.
  • the HAZ length Lh is defined by the distance of the HAZ boundary line X in FIG. 1C.
  • melt welding such as thermite welding
  • it is defined by the distance of the HAZ boundary line X shown in FIG. 1D.
  • the difference from the pressure welding method is that a weld metal phase exists inside the HAZ length.
  • the positions of VL and VR correspond to a distance of about Lh from the weld center cross section Q.
  • FIG. 8A is a schematic diagram showing the temperature distribution in the pillar portion of the welded portion, and the curve Rwo is the temperature distribution immediately after welding, and the steepest temperature gradient is generated in the rail material in the rail welding method.
  • thermite welding method is a welding method in which the rail end face is melted by injecting high-temperature molten steel, and a strong temperature distribution is temporarily generated in the longitudinal direction of the rail following the flash butt welding method by injecting molten steel.
  • the vicinity of the end face of the rail to be welded is heated to around 1000 ° C., and a strong temperature distribution is generated in the longitudinal direction of the rail next to the thermite welding method.
  • the weld metal is piled up by manual welding sequentially from the bottom of the rail over an hour of work time.
  • the rail foot 3 is at a high temperature, and as the welding progresses, the welded portion goes up to the column portion 2 and the head portion 1. For this reason, as the welding progresses, complex thermal strain and stress are generated around the welded portion 7. It is considered that the method for reducing residual stress according to one aspect of the present invention may be effective for closed arc welding.
  • One aspect of the present invention provides a method for effectively reducing residual stress by reheating a welded joint. First, the reheating position of the welded portion will be described.
  • the method for reheating the rail weld is also known from Patent Document 3 and is a known technique.
  • the residual stress changes in the direction of reduction by reheating in a wider range than the site where the original tensile residual stress is generated, but it is not sufficient.
  • the reason is that when the weld is reheated, a temperature distribution similar to that at the time of welding shown in FIG. 8B occurs again, and subsequent strain and stress generation occur.
  • One aspect of the present invention is characterized in that the reheating range is not the weld itself but the rail base material around the weld from the viewpoint of reducing residual stress.
  • a reheating region of one embodiment of the present invention will be shown.
  • Pw indicates the reheating region of the column part 2
  • Aw is the height of the reheating region
  • Bw is the width of the reheating region
  • Cw is the distance between the reheating region and the welding center cross section Q. .
  • FIG. 10 shows a case where the top part 4 or the sole part 6 is reheated together with the pillar part 2.
  • Ph is the reheat area of the crown 4
  • Ah and Ab are the width of the reheat area of the crown 4 and the sole 6 (length in the width direction perpendicular to the longitudinal direction)
  • Bh and Bb are the crown 4.
  • Ch and Cb are the distances between the reheating region of the crown 4 and the sole 6 and the welding center cross section Q, respectively.
  • the reheating regions Ph and Pb of the crown 4 or the sole 6 may be continuous with the reheating region Pw of the pillar 2.
  • R1 is the temperature distribution immediately after reheating in the height center line DD of the column part 2
  • R2 is the temperature distribution on the DD line when an arbitrary time has elapsed since reheating. This is shown schematically.
  • FIG. 12A explains the occurrence of distortion around the weld at that time.
  • FIG. 12B shows the state of distortion in the natural cooling process after reheating is completed.
  • a shrinkage strain Et occurs in the vertical direction as the temperature of the reheating unit decreases.
  • a compressive stress Sq is generated in the vicinity of the welding center Q, and the tensile residual stress of the welded portion is reduced.
  • FIG. 13 shows the change accompanying reheating of the above stress.
  • FIG. 14 shows the relationship between the distance Cw between the reheating region Pw of the column part 2 and the welding center Q and the residual stress.
  • the data in the figure is an example of reheating a pillar portion of a heat treatment rail having a weight of 70 kg / m per unit length.
  • the rail component is mass%, C: 0.79%, Si: 0.25%, Mn: 0.90%, Cr: 0.22%, and the balance is Fe and inevitable impurities.
  • the hardness at the top of the rail is Hv390.
  • the rail cross section has a rail height of 188.9 mm, a foot width Gb of 152.4 mm, a pillar thickness of 17.5 mm, a head width Gh of 77.8 mm, and a pillar height of Hw 104.0 mm.
  • Welding has a flushing time of 180 seconds, the amount of shrinkage due to upset pressurization is 16 mm, and the HAZ length is 38 mm.
  • the reheating region is a rail base material portion at a position away from the welded portion.
  • the length Bw of the reheating region was 50 mm
  • the height Aw of the reheating region was 100 mm
  • the reheating temperature at the center of the reheating region was 500 ° C. Under this condition, the distance Cw between the column reheating region and the welding center was changed.
  • the horizontal axis indicates a value Cw / Lh obtained by dividing the distance Cw between the reheating region Pw and the welding center Q by the HAZ length Lh.
  • Cw / Lh is smaller than 0.2, the temperature of the weld center Q also rises, and the effect of applying the compressive force Sq to the weld due to the shrinkage Et of the reheating part shown in FIG. The effect is small and does not decrease to 350 MPa or less, which is effective in improving fatigue strength.
  • FIG. 15 shows the relationship between the length Bw of the reheating region Pw and the residual stress.
  • the data in the figure is an example of reheating a normal rail column having a weight of 50 kg / m per unit length.
  • the rail component is mass%, C: 0.70%, Si: 0.23%, Mn: 0.92%, and the balance is Fe and inevitable impurities.
  • the hardness at the top of the rail is Hv270.
  • the rail cross section has a rail height of 153.0 mm, a foot width Gb of 127.0 mm, a pillar portion thickness of 15.0 mm, a head width Gh of 65.0 mm, and a pillar portion height of Hw of 74.0 mm.
  • Welding has a flushing time of 150 seconds, the amount of shrinkage caused by upset pressurization is 16 mm, and the HAZ length is 35 mm.
  • the reheating region is a rail base material portion at a position away from the welded portion.
  • the distance Cw between the column reheating area and the welding center was 95 mm
  • the height Aw of the reheating area was 70 mm
  • the reheating temperature at the center of the reheating area was 500 ° C.
  • the length Bw of the reheating region was changed.
  • the horizontal axis indicates a value Bw / Lh obtained by dividing the length Bw of the reheating region by the HAZ length Lh.
  • Bw / Lh Although no upper limit is set for Bw / Lh, a large amount of energy is required for reheating when Bw / Lh exceeds 3, which is not preferable. Therefore, setting Bw / Lh between 1.5 and 3 is desirable from the viewpoint of reducing residual stress and saving energy, but it should be set between at least 0.5 and 5.
  • FIG. 16 shows the relationship between the height Aw of the reheating region Pw of the column part and the residual stress.
  • the data in the figure is an example of reheating a pillar portion of a heat treatment rail having a weight of 70 kg / m per unit length.
  • the rail component is mass%, C: 0.91%, Si: 0.47%, Mn: 0.75%, Cr: 0.31, and the balance is Fe and inevitable impurities.
  • the hardness at the rail top is Hv420.
  • the rail cross section has a rail height of 188.9 mm, a foot width Gb of 152.4 mm, a pillar thickness of 17.5 mm, a head width Gh of 77.8 mm, and a pillar height of Hw 104.0 mm.
  • Welding has a flushing time of 120 seconds, the amount of shrinkage caused by upset pressurization is 16 mm, and the HAZ length is 33 mm.
  • the reheating region is a rail base material portion at a position away from the welded portion.
  • the distance Cw between the column reheating region and the welding center was 80 mm
  • the reheating region length Bw was 50 mm
  • the reheating temperature at the center of the reheating region was 500 ° C. Under this condition, the height Aw of the reheating region was changed.
  • the horizontal axis indicates the value Aw / Hw obtained by dividing the height Aw of the reheating region by the column height Hw.
  • Aw / Hw is smaller than 0.2, the reheating range becomes narrow, so the compressive force applied to the weld center Q due to the shrinkage of the reheating portion shown in FIG. 12B is small, and the effect of reducing residual stress is small.
  • the residual stress does not reach 350 MPa, which provides an effect of improving fatigue strength. Since the residual stress decreases as Aw / Hw increases, it is most desirable to reheat the entire height Hw of the column part 2.
  • the reheating region of the column part 2 may extend over a T-shaped region that connects the column part 2 to the head 1 and the column part 2 to the foot part 3. Furthermore, the reheating area of the column part 2 may be continuous without being separated from the reheating area Ph of the head part 1 and the reheating area Pb of the foot part 3.
  • FIG. 17 shows the relationship between the reheating temperature Th and the residual stress of the column part 2 at the weld center Q.
  • the data in the figure is an example of reheating a pillar portion of a heat treatment rail having a weight of 70 kg / m per unit length.
  • the rail component is mass%, C: 0.91%, Si: 0.47%, Mn: 0.75%, Cr: 0.31, and the balance is Fe and inevitable impurities.
  • the hardness at the rail top is Hv420.
  • the rail cross section has a rail height of 188.9 mm, a foot width Gb of 152.4 mm, a column thickness of 17.5 mm, a head width of Gh of 77.8 mm, and a column height of Hw of 104.0 mm.
  • Welding has a flushing time of 240 seconds, the amount of shrinkage caused by upset pressurization is 16 mm, and the HAZ length is 42 mm.
  • the reheating region is a rail base material portion at a position away from the welded portion.
  • the distance Cw between the column reheating area and the welding center is 80 mm
  • the length Bw of the reheating area is 50 mm
  • the height Aw of the reheating area is 100 mm. Under these conditions, the reheating time Th was increased or decreased to change the reheating temperature Th at the center of the reheating region.
  • the reheating temperature is lower than 400 ° C.
  • the effect of applying a compressive force to the weld center portion Q due to the shrinkage of the reheating portion shown in FIG. 12B is small, and the residual stress does not decrease.
  • the residual stress decreases as the reheating temperature increases, when the temperature exceeds 700 ° C., cementite spheroidization in the pearlite structure starts and the strength decreases.
  • the pearlite spheroidization progresses as the temperature increases and the reheating time increases.
  • the degree of spheroidization is small in reheating up to 750 ° C., and it is desirable to keep the temperature within this range.
  • FIG. 18 shows a temperature distribution in the longitudinal direction on the height center line DD of the column part 2 in this case.
  • R0 is a temperature distribution by welding before reheating
  • R1 is a temperature distribution immediately after reheating.
  • the welded portion Q is in a high temperature state, and the temperature after reheating is higher than the temperature at the welding center as compared with the case of FIG. 11 showing reheating from room temperature.
  • FIG. 19 shows the temperature distribution R2 after a predetermined time has elapsed after reheating and the state of occurrence of strain.
  • shrinkage strain Eq accompanying the temperature drop occurs.
  • Shrinkage strain Et also occurs in the reheating parts TL and TR.
  • the shrinkage strain Ef is small. The region where the temperature change is small serves as a restraint portion against deformation of the internal reheating portions TL and TR and the welded portion.
  • the shrinkage strain Eq of the weld center Q and the shrinkage strain Et of the reheating portion are further restrained by the surrounding FL and FR, and a stress change occurs in these portions.
  • the constrained position becomes longer from the welding center Q, so that contraction occurs relatively easily near the welding center, and the generation of residual stress is reduced.
  • the temperature reduction amount of the reheating part is larger than the temperature reduction amount of the welding part, and the shrinkage strain accompanying the temperature reduction is larger in the reheating part ( Et> Eq). Due to the difference in shrinkage strain, the reheating portions TL and TR give compressive stress to the welded portion.
  • the data in the figure is an example of reheating the pillar part of a heat-treated rail with a weight of 70 kg / m per unit length.
  • the rail component is mass%, C: 0.91%, Si: 0.47%, Mn: 0.75%, Cr: 0.31, and the balance is Fe and inevitable impurities.
  • the hardness at the rail top is Hv420.
  • the rail cross section has a rail height of 188.9 mm, a foot width Gb of 152.4 mm, a pillar thickness of 17.5 mm, a head width Gh of 77.8 mm, and a pillar height of Hw 104.0 mm.
  • welding has a flushing time of 240 seconds, the amount of shrinkage caused by upset pressurization is 16 mm, and the HAZ length is 42 mm.
  • the reheating region is a rail base material portion at a position away from the welded portion.
  • the distance Cw between the column reheating region and the welding center is 80 mm, the reheating region length Bw is 50 mm, the reheating region height Aw is 100 mm, and the reheating temperature Th at the center of the reheating region is 500 ° C. It is. Under these conditions, the time for starting reheating was changed.
  • the horizontal axis indicates the reheating start timing in terms of the elapsed time from the completion of welding, and the vertical axis indicates the vertical residual stress of the weld. Even when the reheating start timing is delayed, the change in the residual stress is relatively gradual.
  • the change state of the residual stress between the welded portion and the reheated portion varies depending on the initial temperature of the welded portion when reheating is performed.
  • the present inventors have two reheating conditions: a warm state immediately after welding where the temperature of the welded portion is about 400 ° C. and a normal temperature state after a sufficient amount of time has elapsed after welding and the welded portion has cooled to room temperature.
  • the effect of reheating temperature was investigated under the conditions of
  • FIG. 21 shows the influence of the column reheating temperature on the vertical residual stress of the column of the welded portion in the reheating under the above two starting conditions.
  • the initial temperature of the welded portion is high, the effect of reducing the residual stress at the welded portion is slightly low.
  • the reheating heat temperature Th according to the initial temperature Tw of the welded part at the time of reheating.
  • the relationship between the desired initial temperature Tw (° C.) and the reheating temperature Th (° C.) is as shown in the following formula 1.
  • the reheating temperature is less than 400 ° C., the effect of reducing the residual stress of the welded portion is small, so it is desirable that the temperature is somewhat high, but if the initial temperature of the welded portion during reheating is high, Higher is desirable.
  • Th 0.375Tw + 350 (Formula 1)
  • FIG. 22 shows the influence of the reheating temperature of the column part on the vertical residual stress of the column part of the reheating unit in the reheating with the two different start conditions.
  • the reheating temperature Th (° C) is set as follows according to the initial temperature Tw (° C) of the welded portion at the time of reheating. It is desirable to set in the range shown in Equation 2. Th ⁇ 0.5Tw + 600 (Formula 2)
  • FIG. 23 is a diagram showing an appropriate reheating temperature range (shaded portion), with the horizontal axis representing the initial temperature of the weld during reheating and the vertical axis representing the reheating temperature of the column reheating portion. It is.
  • the reheating temperature is set to the range of the above Equation 3 and not less than 400 ° C. and not more than 750 ° C., so that the residual stress in the weld is 350 MPa or less, and A welded portion having a residual stress in the reheated portion of 400 MPa or less and excellent in fatigue strength can be obtained.
  • FIG. 24A shows the distribution R1 of the surface temperature in the vertical direction at the reheating positions TL and TR at the end of the reheating when only the column portion 2 is reheated. Due to the reheating of the column part 2, the column part 2 becomes hot compared to the head 1 and the foot 3.
  • shrinkage distortion occurs in the longitudinal direction, but there is little shrinkage distortion in the head 1 and the foot part 3. Due to the difference in contraction strain, the contraction in the longitudinal direction of the column part 2 is restrained from the head 1 and the foot 3.
  • a tensile stress Stx is generated in the reheated portion, which also affects the welding center Q, and a similar tensile residual stress Sqx is also generated at the welding center.
  • This method is a method of simultaneously reheating the top part 4 and / or the sole part 6 simultaneously with the pillar part 2.
  • FIG. 25A shows the surface temperature distribution R1 in the reheating cross sections TL and TR at the time when the reheating is completed when the reheating region Ph of the top 4 is reheated simultaneously with the column part 2.
  • the temperature of the head part 1 also rises.
  • the head 1 also contracts in the rail longitudinal direction as well as the pillar 2.
  • the foot 3 has little distortion because the temperature change is small.
  • the contraction of the head 1 and the column 2 is restricted by the foot 3.
  • the restraint part is only the foot part 3, so that the entire cross section of the rail approaches a state of being uniformly contracted in the longitudinal direction.
  • contraction distortion of the longitudinal direction of the pillar part 2 becomes weak, and the tensile stress Stx is reduced.
  • FIG. 26 shows longitudinal residual stresses Sqhx, Sqbx, Sthx, and Stbx in the cross section at the TL, TR, and Q positions in that case.
  • the reheating area Ph or Pb of the top 4 or the sole 6 is desirably the same size as the reheating area Pw in the pillar. This is because if the reheating range of the top 4 and the sole 6 is narrower than the reheating range of the column part 2, the effect of reducing the residual stress in the longitudinal direction of the column part 2 is small. Conversely, if the reheat area of these parts becomes excessive, a large tensile residual stress is generated in these parts themselves.
  • the distance Ch or Cb of the welding center in the reheating regions Ph and Pb of the top 4 and the sole 6 is the Cw in the reheating region Pw of the column 2 and the reheating lengths Bh and Bb. Is preferably equivalent to Bw.
  • the dimensional limitation range is also expressed by a value divided by the HAZ length Lh
  • Ch / Lh or Cb / Lh is 0.2 to 3
  • the reheat region lengths Bh and Bb are the HAZ length Lh.
  • the value Bh / Lh or Bb / Lh divided by is desirably 0.5 or more and 5 or less.
  • the data in the figure is an example in which the head is reheated in addition to the pillar part of the heat-treated rail weighing 70 kg / m per unit length.
  • the rail component is mass%, C: 0.91%, Si: 0.47%, Mn: 0.75%, Cr: 0.31, and the balance is Fe and inevitable impurities.
  • the hardness at the rail top is Hv420.
  • the rail cross section has a rail height of 188.9 mm, a foot width Gb of 152.4 mm, a pillar thickness of 17.5 mm, a head width Gh of 77.8 mm, and a pillar height of Hw 104.0 mm.
  • welding has a flushing time of 240 seconds, the amount of shrinkage caused by upset pressurization is 16 mm, and the HAZ length is 42 mm.
  • the reheating region is a rail base material portion at a position away from the welded portion.
  • the distance Cw between the column and head reheating regions and the welding center is 80 mm, the length Bw of the reheating region is 50 mm, the height Aw of the column reheating region is 100 mm, and the reheating region.
  • the reheating temperature Th at the center is 500 ° C. Under this condition, the width Ah of the reheating region of the head was changed.
  • the horizontal axis indicates a value Ah / Gh obtained by dividing the width Ah of the reheating region by the rail head width Gh.
  • Ah / Gh As the width Ah of the reheating area of the head increases, the thermal strain of the head shown in FIG. 25B approaches the thermal strain of the column, so that the longitudinal residual stress of the column decreases.
  • the as-welded joint without post-heating has a residual stress of about 220 MPa, and it is desirable to keep the residual stress of the post-heat treatment material lower than this.
  • Ah / Gh needs to be larger than 0.3.
  • the data in the figure is an example in which the sole portion 6 is reheated in addition to the pillar portion of the heat treatment rail having a weight of 70 kg / m per unit length.
  • the rail component is mass%, C: 0.91%, Si: 0.47%, Mn: 0.75%, Cr: 0.31, and the balance is Fe and inevitable impurities.
  • the hardness at the rail top is Hv420.
  • the rail cross section has a rail height of 188.9 mm, a foot width Gb of 152.4 mm, a pillar thickness of 17.5 mm, a head width Gh of 77.8 mm, and a pillar height of Hw 104.0 mm.
  • the reheating region is a rail base material portion at a position away from the welded portion.
  • the distance Cw between the reheating area of the pillar part and the sole part 6 and the welding center is 80 mm
  • the length Bw of the reheating area is 50 mm
  • the height Aw of the reheating area of the pillar part is 100 mm
  • the reheating temperature Th at the center of the reheating region of the head and the head is 500 ° C. Under this condition, the width Ab of the reheating region of the sole 6 was changed.
  • the horizontal axis indicates a value Ab / Gb obtained by dividing the width Ab of the reheating region by the rail foot width Gb.
  • the thermal strain of the sole 6 shown in FIG. 26 approaches the thermal strain of the column, thereby reducing the longitudinal residual stress of the column.
  • the as-welded joint without post-heating has a residual stress of about 220 MPa, and it is desirable to keep the residual stress of the post-heat treatment material lower than this. For that purpose, it is necessary to make Ab / Gb larger than 0.3.
  • the reheating temperature at the center of the reheating region Ph or Pb of the top 4 or the sole 6 is preferably equal to the reheating temperature Th at the pillar.
  • the reheating temperature of the top 4 and the sole 6 is lower than the reheating temperature of the column 2, the effect of reducing the residual stress in the longitudinal direction of the column 2 is small. Conversely, when the reheating temperature of these parts becomes excessive, a large tensile residual stress is generated in these parts themselves. That is, it is desirable that the reheating temperature in the reheating regions Ph and Pb of the top 4 and the sole 6 is equal to the reheating temperature of the column 2. Therefore, the reheating temperature at the center of the reheating region Ph or Pb of the top 4 or the sole 6 is preferably 400 ° C. or higher and 750 ° C. or lower.
  • the form of the reheating device and the reheating mechanism of the welded portion is not particularly limited as long as the target rail portion can be appropriately reheated.
  • the rail steel to which the present invention is applied is a rail steel for railways whose metal structure is pearlite.
  • the generation of the residual stress is due to thermal strain generated in the cooling process after welding and its restraint as shown in FIGS. 8A to 8C.
  • the relationship with the transformation strain of steel at this time will be described.
  • complicated strain processes such as generation of new strain due to volume expansion and relaxation of thermal stress generated in the austenite temperature range by recombination of the lattice occur.
  • transformation occurs at 600 to 700 ° C. This temperature range is a temperature range where the yield point of the material is low and thermal stress is unlikely to occur.
  • the transformation temperature range is 300 to 500 ° C bainite range and 300 ° C or lower martensite range due to the increase in alloy components. Since they have a low transformation temperature range, transformation strain significantly generates stress and affects residual stress.
  • the rail steel using the martensitic transformation is tempered after cooling.
  • the present invention is not affected by the detailed chemical composition of the rail steel having a pearlite structure, and both are effective, but rails exhibiting a bainite structure and a tempered martensite structure are excluded.
  • C is an essential element for increasing the strength and generating a pearlite structure in rail steel for railways having a pearlite structure, and is contained in an amount of 0.6% to 1.1%.
  • the wear resistance performance improves, so rail steel with a high C content is used in sharp curves and heavy-duty railways.
  • the C content is 0.6% or less, pro-eutectoid ferrite is likely to be formed, and the material strength and wear resistance are lowered. If the C content is 1.1% or more, proeutectoid cementite is likely to occur, and the material is likely to be taxed.
  • Si is contained in an amount of 0.1% to 1.0% in order to contribute to an increase in strength by solid solution strengthening in the ferrite phase in the pearlite structure. If it is 0.1% or less, the effect cannot be obtained, and if it is 1.0% or more, the material tends to become brittle.
  • Mn is an element that contributes to increasing the strength by lowering the pearlite transformation temperature and increasing the hardenability, and is contained in an amount of 0.4% to 1.2%. If the content is 0.4% or less, the effect cannot be obtained. If the content is 1.2% or more, the hardenability becomes excessive, and a different structure such as a bainite structure or a martensite structure tends to occur.
  • rail steel has high toughness by strengthening the pearlite structure, improving the toughness of the ferrite phase in pearlite, austenite grains during heating of the rail rolling material, or by refining austenite grains during rolling.
  • V is 0.2% or less
  • Nb is 0.1% or less
  • Mo is 0.3% or less
  • Ti is 0.05% or less
  • Al is 0.1% or less
  • Ca is 0 0.02% or less
  • Ni 0.5% or less Cu 0.5% or less
  • Cr 0.8% or less As needed, V is 0.2% or less, Nb is 0.1% or less, Mo is 0.3% or less, Ti is 0.05% or less, Al is 0.1% or less, Ca is 0 0.02% or less, Ni 0.5% or less, Cu 0.5% or less, and Cr 0.8% or less.
  • P, S, O, and N are contained in steel as inevitable impurities, 0.03% or less, and H is contained in 0.005% or less.
  • Rail steel A is a steel type commonly known as ordinary rail and is a hypoeutectoid steel containing 0.65 to 0.75% by weight of carbon. It is a raw material, and the rail head has a Vickers hardness of 260 ⁇ 290.
  • Rail steel B is a rail heat-treated after rolling and is a eutectoid steel containing 0.75 to 0.85% by weight of carbon, and has a Vickers hardness of 360 to 400 at 5mm below the surface of the rail head. It was used.
  • Rail steel C is a hypereutectoid steel containing carbon content of 0.85 to 0.95%. It is a rail that has been heat-treated after rolling and has a Vickers hardness of 400 to 450 at 5mm below the surface of the rail head. It was used.
  • Table 2 shows the dimensions of the rails used.
  • “I” in the table is an example of a rail mainly used in heavy-duty freight railways, and is referred to as 141L.
  • “B” is a cross-sectional size mainly used in light-load cargo and passenger railways, and is called 50N.
  • ⁇ Welding method> Welded by flash butt welding.
  • the flash time was 180 seconds and the pressure distance was 15 mm.
  • ⁇ Reheating method> A 60 Hz AC power source was rectified by an inverter, converted to a high frequency of 5 kHz, and reheated by energizing the heating coil.
  • the heating coil was installed at a short distance of 5 to 20 mm from the rail surface so that the reheating area could be limited as clearly as possible.
  • a strain gauge was bonded to the measurement position, and this portion was cut into a plate thickness of 5 mm, a length of 15 mm, and a width of 15 mm, and the residual stress was calculated from the amount of change in strain.
  • Fatigue property test method for horizontal crack of column part Fatigue strength evaluation test for horizontal crack of column part was performed by the method schematically shown in FIG. A rail welded portion was placed on the surface plate 27, and a load was repeatedly applied from the rail head portion of the welded portion with a pressing jig. The radius of curvature of the pressing jig 28 was 450 mm close to the wheel. Considering that the actual load on heavy-duty railway is about 20 tons, the load to be applied was set to 30 tons to accelerate the experiment speed. The minimum load was 4 tons. The load repetition rate was 2 Hz, and the test was terminated when a crack occurred in the weld. When the load repetition number was not broken up to 2 million times, the test was terminated there.
  • Table 3 shows an example of reheating the rail column after flash butt welding the rail. Two to three specimens were prepared by flash butt welding under the same conditions, one of which was measured for residual stress, and the second was subjected to a fatigue life evaluation test for the column. For the welded rail, steel type A in Table 1 and cross-sectional size A in Table 2 were used. The base material hardness is Hv 260 to 290.
  • Examples A1 to A13 are examples in which 180 minutes have passed after the completion of welding, and the reheat is performed after the weld temperature reaches 50 ° C.
  • Examples A14 to A21 are examples in which the reheating time is changed at various timings from 5 minutes to 120 minutes after the completion of welding.
  • the residual stress in the vertical direction of the column portion was lower than that of the as-welded material shown in Comparative Example a1. Accordingly, in the as-welded material of Comparative Example a1, cracks occurred with a short life that did not reach 2,000,000 load repetitions in the column fatigue test, whereas in Examples A1 to A21, 2,000 cracks occurred. Cracks did not occur up to 1,000 times.
  • Table 4 shows an example in which the rail head is reheated simultaneously with the rail column after the rail is flash-butt welded.
  • the steel type B in Table 1 and the cross-sectional size in Table 2 were used.
  • the hardness of the base material is Hv 360-400.
  • the residual stress in the vertical direction of the column portion was lower than that of the as-welded material shown in Comparative Example b1. Accordingly, in the as-welded material of Comparative Example b1, cracks occurred with a short life that did not reach 2,000,000 load repetitions in the column fatigue test, whereas in Examples B1 to B23, 2,000 cracks occurred. Cracks did not occur up to 1,000 times.
  • Examples B1 to B14 are examples in which 180 minutes have passed after the completion of welding, and the reheat is performed after the weld temperature reaches 50 ° C.
  • Examples B15 to B23 are examples in which the reheating start timing is changed at various timings from 5 minutes to 120 minutes after the completion of welding. Residual stress tends to increase slightly as the reheating start time gets earlier.
  • Examples B14 and B17 are examples in which the reheating regions of the column part 2 and the top part 4 are made continuous.
  • Table 5 shows an example in which the rail sole 6 is reheated simultaneously with the rail post 2 after the rail is flash-butt welded.
  • the residual stress in the vertical direction of the column portion was lower than that of the as-welded material shown in Comparative Example c1. Accordingly, in Comparative Example c1, cracks occurred in a short life that did not reach 2,000,000 load repetitions in the column fatigue test, whereas in Examples C1 to C23, up to 2,000,000 times. Cracks did not occur.
  • Examples C1 to C14 are examples in which 180 minutes have passed after the completion of welding, and the reheat is performed after the weld temperature reaches 50 ° C.
  • Examples C15 to C23 are examples in which the reheating start timing is changed at various timings from 5 minutes to 120 minutes after the completion of welding. Residual stress tends to increase slightly as the reheating start time gets earlier.
  • Examples C14 and C17 are examples in which the reheating regions of the column part and the top part 4 are made continuous.
  • Table 6-1 and Table 6-2 show examples in which the rail head portion 4 and the foot sole portion 6 are reheated simultaneously with the rail column portion 2 after the flash butt welding of the rail.
  • the residual stress in the vertical direction of the column portion was lower than that of the as-welded material shown in Comparative Example d1. Accordingly, in the as-welded material of Comparative Example d1, cracks occurred in a short life that did not reach 2,000,000 load repetitions in the column fatigue test, whereas in Examples D1 to D41, 2,000 cracks occurred. Cracks did not occur up to 1,000 times.
  • Examples D1 to D22, D30 to D32, D36, and D40 are examples in which 180 minutes have passed after the completion of welding, and the reheat was performed after the weld temperature reached 50 ° C.
  • Examples D23 to D29, D33 to D35, and D37 to D39 are examples in which the reheating start timing is changed at various timings from 5 minutes to 120 minutes after the completion of welding. Residual stress tends to increase slightly as the reheating start time gets earlier.
  • Examples D36 to D39 are examples in which welding is performed under conditions of a large HAZ length and a large heat input.
  • D30 and D33 are examples in which the reheating regions of the column part 2 and the crown part 4 are made continuous.
  • D31 and D34 are examples in which the reheating regions of the column part 2 and the sole part 6 are made continuous.
  • D32, D37, and D39 to D41 are examples in which the reheating regions of the column part 2, the crown part 4, and the sole part 6 are all made continuous.
  • Table 7 shows an example in which reheating was performed at a time when the temperatures of various welds after flash butt welding of the rails were different.
  • the residual stress in the reheated part of the column part was measured. Further, as a fatigue test, a test was performed in which a load was applied on the vertical line at the center of the reheating portion of the column as shown in FIG.
  • Examples E1 and E2 are examples in which only the rail column is reheated
  • Examples E3 and E4 are examples in which the rail column and the rail head are reheated
  • Examples E5 and E6 are the rail column and rail feet.
  • Examples E7 to E23 are examples in which the rail post, rail head, and rail foot are reheated.
  • Examples E14 to E23 are examples in which at least two of the reheating regions of the rail pillar portion, the rail head portion, and the rail foot portion are continuous.
  • the residual stress of the weld is 350 MPa or less, the residual stress of the reheat is 400 MPa or less, and the residual stress as a whole weld A weld with low resistance is obtained.
  • DD section (column height center plane) E ... Strain Et ... Strain of reheating part Etx ... Strain of reheating part in longitudinal direction FL, FR ... Cross section perpendicular to rail longitudinal direction outside reheating area, FL FR on the left side of the figure, FR is a cross section on the right side of the figure Gh ... head width Gb ... foot width Hw ... column height K ... load Lh ... HAZ length ML, MR ..A cross section perpendicular to the longitudinal direction of the rail in the vicinity of the welded portion, ML is the left cross section shown in the figure, MR is the right cross section shown in the figure P...

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Abstract

【課題】レール溶接部における、柱部の水平方向の疲労亀裂、足部からの曲げ疲労亀裂をいずれも抑制できる疲労強度に優れた溶接継ぎ手を得る。 【解決手段】レール溶接後のレール溶接部の再加熱方法において、レール柱部２の再加熱領域Ｐと溶接中心Ｑとの距離Ｃを、溶接部のＨＡＺ長さＬｈの０.２倍以上、３倍以下とする。再加熱領域Ｐの長さＢは、溶接部のＨＡＺ長さＬｈの０.５倍以上、５倍以下でありうる。再加熱領域Ｐの高さＡは、レール柱部２の高さＨｗの０.２倍以上でありうる。再加熱領域Ｐの中心における再加熱の到達温度Ｔｈは、４００℃以上、７５０℃以下でありえ、さらに再加熱時の溶接部の初期温度Ｔｗ（℃）との関係において０.３７５Ｔｗ＋３５０≦Ｔｈ≦０.５Ｔｗ＋６００を満たしうる。

Description

レール溶接部の再加熱方法
　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）レール溶接後のレール溶接部の再加熱方法において、レール柱部の再加熱領域Ｐと溶接中心Ｑとの距離Ｃが、溶接部のＨＡＺ長さＬｈの０.２倍以上、３倍以下であることをレール溶接部の再加熱方法。
　　０．２Ｌｈ≦Ｃ≦３Ｌｈ
（２）再加熱領域Ｐのレール長手方向の長さＢが、溶接部のＨＡＺ長さＬｈの０.５倍以上、５倍以下であることを上記（１）に記載のレール溶接部の再加熱方法。
　　０．５Ｌｈ≦Ｂ≦５Ｌｈ
（３）再加熱領域Ｐの高さＡが、レール柱部の高さＨｗの０.２倍以上であることを上記（１）または（２）の何れかに記載のレール溶接部の再加熱方法。
　　０．２Ｈｗ≦Ａ
（４）再加熱領域Ｐの中心における再加熱における到達温度が、４００℃以上、７５０℃以下であることを上記（１）～（３）の何れかに記載のレール溶接部の再加熱方法。
（５）再加熱領域Ｐの中心における再加熱における到達温度Ｔｈ（℃）が、再加熱時の溶接部の初期温度Ｔｗ（℃）との関係において
　　０.３７５Ｔｗ＋３５０≦Ｔｈ≦０.５Ｔｗ＋６００
　を満たす、上記（４）に記載のレール溶接部の再加熱方法。
（６）レール頭頂部４における再加熱領域Ｐｈと溶接中心Ｑの距離Ｃｈが溶接部のＨＡＺ長さＬｈの０.２倍以上、３倍以下であることを上記（１）～（５）のいずれかに記載のレール溶接部の再加熱方法。
（７）レール頭頂部４における再加熱領域Ｐｈの長さＢｈが溶接部のＨＡＺ長さＬｈの０.５倍以上、５倍以下であることを上記（１）～（６）のいずれかに記載のレール溶接部の再加熱方法。
（８）レール頭頂部４における再加熱領域Ｐｈの幅Ａｈがレールの頭幅Ｇｈの０.３倍以上であることを上記（１）～（７）のいずれかに記載のレール溶接部の再加熱方法。
（９）レール頭頂部４における再加熱領域Ｐｈの中心における到達温度が４００℃以上、７５０℃以下であることを上記（１）～（８）のいずれかに記載のレール溶接部の再加熱方法。
（１０）レール足裏部６における再加熱領域Ｐｂと溶接中心Ｑの距離Ｃｂが溶接部のＨＡＺ長さＬｈの０.２倍以上、３倍以下であることを上記（１）～（９）のいずれかに記載のレール溶接部の再加熱方法。
（１１）レール足裏部６における再加熱領域Ｐｂの長さＢｂが溶接部のＨＡＺ長さＬｈの０.５倍以上、５倍以下であることを上記（１）～（１０）のいずれかに記載のレール溶接部の再加熱方法。
（１２）レール足裏部６における再加熱領域の幅Ａｂがレールの足幅Ｇｂの０.３倍以上であることを上記（１）～（１１）のいずれかに記載のレール溶接部の再加熱方法。
（１３）レール足裏部６における再加熱領域Ｐｂの中心における到達温度が４００℃以上、７５０℃以下であることを上記（１）～（１２）のいずれかに記載のレール溶接部の再加熱方法。
　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。
 
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
 
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
＜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。
 
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
＜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。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
＜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。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
＜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。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000007
＜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。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000008
＜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 (13)

  1. 　レール溶接後のレール溶接部の再加熱方法において、レール柱部の再加熱領域Ｐと溶接中心Ｑとの距離Ｃが、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。
    　　０．２Ｌｈ≦Ｃ≦３Ｌｈ
  2. 　前記再加熱領域Ｐ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に記載のレール溶接部の再加熱方法。
    　　０．５Ｌｈ≦Ｂ≦５Ｌｈ
  3. 　前記再加熱領域Ｐ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または２の何れか１項に記載のレール溶接部の再加熱方法。
    　　０．２Ｈｗ≦Ａ
  4. 　前記再加熱領域Ｐの中心における再加熱における到達温度が、４００℃以上、７５０℃以下である請求項１～３の何れか１項に記載のレール溶接部の再加熱方法。
  5. 　前記再加熱領域Ｐ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４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（℃）
  6. 　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倍以下である請求項１～５のいずれか１項に記載のレール溶接部の再加熱方法。
  7. 　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１～６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１～７のいずれか１項に記載のレール溶接部の再加熱方法。
  9. 　前記レール頭頂部における再加熱領域Ｐｈの中心における到達温度が、４００℃以上、７５０℃以下である請求項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。
  10. 　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１～９のいずれか１項に記載のレール溶接部の再加熱方法。
  11. 　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１～１０のいずれか１項に記載のレール溶接部の再加熱方法。
  12. 　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１～１１のいずれか１項に記載のレール溶接部の再加熱方法。
  13. 　前記レール足裏部における再加熱領域Ｐｂの中心における到達温度が、４００℃以上、７５０℃以下である請求項１～１２のいずれか１項に記載のレール溶接部の再加熱方法。
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