WO2024166374A1 - フラッシュバット溶接レールの製造方法 - Google Patents

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WO2024166374A1
WO2024166374A1 PCT/JP2023/004601 JP2023004601W WO2024166374A1 WO 2024166374 A1 WO2024166374 A1 WO 2024166374A1 JP 2023004601 W JP2023004601 W JP 2023004601W WO 2024166374 A1 WO2024166374 A1 WO 2024166374A1
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flash
pulse
rail
rails
current
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PCT/JP2023/004601
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English (en)
French (fr)
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周雄 猿渡
健二 才田
正治 上田
拓也 棚橋
恭平 園山
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Nippon Steel Corp
Original Assignee
Nippon Steel Corp
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Publication date
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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K11/00—Resistance welding; Severing by resistance heating
    • B23K11/04—Flash butt welding

Definitions

  • the present invention relates to a method for manufacturing flash butt welded rails.
  • FB welding flash butt
  • Rails shipped from the rail manufacturer are welded at the railway company's welding factory using a stationary FB welding machine (fixed FB welding machine), which produces long rails, for example, over 200 meters long. These long rails are then transported to the installation site and further welded using a portable FB welding machine (mobile FB welding machine), which often produces long rails over 1000 meters long.
  • stationary FB welding machine fixed FB welding machine
  • mobile FB welding machine portable FB welding machine
  • the preheat flash method which has a preheating process in which a large current is passed, is mainly used.
  • the preheat flash method consists of an early flash process, a preheating process, a late flash process, and an upset process.
  • the end faces of the two rails that will serve as the welding base materials are first butted together with a gap applied while a voltage is applied.
  • “butting together” means bringing two objects close together but facing each other with a gap between them.
  • the rails are moved so that the end faces of the rails are brought closer together.
  • one rail is advanced toward the other rail. This causes a localized short-circuit current to flow at the end faces of the two rails.
  • the relative movement speed of the rails at this time is called the flashing speed.
  • the amount of relative movement of the rails is called the flashing length.
  • the length of rail worn away during the flashing process is called the flashing distance.
  • the flashing length and the flashing distance are essentially the same value.
  • the entire end faces of the two rails are brought into contact, electricity is passed through them for about 2 to 5 seconds, and then the end faces of the rails are separated for about 1 to 2 seconds. This contact and separation is repeated about 2 to 18 times. At this time, since the two end faces are in contact with each other entirely, a large current flows through the rails. This preheats the end faces of the rails prior to the implementation of the later flashing process.
  • the later flashing process As in the earlier flashing process, first the end faces of the two rails are placed facing each other with a gap and a voltage applied. Next, the rails are moved so that their end faces approach each other. This causes a flash to occur between the two end faces.
  • the principle of the later flashing process is similar to that of the earlier flashing process. However, unlike the earlier flashing process, at the start of the later flashing process, the end faces of the rails are flattened and preheated.
  • the flashing speed in the later flashing process i.e. the later flashing speed
  • the flashing length in the later flashing process is longer than the flashing length in the earlier flashing process.
  • the entire end face is molten in the later flash process.
  • the end faces of the rails are butted together and a large pressing force is applied.
  • the end faces of the rails are joined by the large pressing force to produce a welded rail.
  • molten material and oxides on the end faces are pushed out of the weld and become burrs. The burrs are usually removed after welding is completed.
  • Mobile FB welding machines are designed with portability in mind. As a result, mobile FB welding machines have a smaller transformer capacity and a smaller maximum current that can be passed compared to fixed FBs. As a result, mobile FB welding machines are unable to pass sufficient current in the preheating process described above. For this reason, the pulse flash method is primarily used for FB welding using mobile FB welding machines. The pulse flash method is characterized by a smaller maximum current than the preheating flash method.
  • FB welding using the pulse flash method consists of an early flash process, a pulse process, a late flash process, and an upset process.
  • FB welding using the pulse flash method can be considered to be a case in which the preheat process in the FB welding using the preheat flash method described above is replaced with a pulse process.
  • the rail is repeatedly advanced and retreated several times per second (several Hz), and it is a welding method in which the current value can be increased as the contact area of the rail increases. Therefore, the pulse process can be considered a type of rail preheating method.
  • the preheat process in the preheat flash method and the pulse process in the pulse flash process differ in the presence or absence of a holding time.
  • a pair of rails In the preheating process, a pair of rails is forced into contact and short-circuited, generating Joule heating and thereby heating the end surfaces.
  • the pair of rails is maintained in contact for several to several tens of seconds.
  • current is applied to the rails for several to several tens of seconds, as shown in Figure 2A.
  • the current waveform in the preheating process is sometimes called a hat-shaped waveform. Current may also be passed intermittently while the pair of rails are in contact.
  • the platen In the pulse process, on the other hand, the platen is moved while forward and backward pulses of several Hz are superimposed on the platen feed. At this time, the contact state of the pair of rails is only maintained for an extremely short time. In the pulse process, the platen is controlled so that the rails are separated as soon as they come into contact. However, as a result of the pair of rails being pressed together, the rails may not be separated quickly enough, and the pair of rails may appear to remain in contact. Flashing occurs when the pair of rails move forward and backward. The end faces of the rails are preheated by the flashing.
  • the current waveform in the pulse process is a peak-shaped waveform as shown in Figure 2B.
  • one of the two rails is advanced and retreated toward the other, but both rails may be moved toward and away from each other.
  • advancing the rails is a concept that includes moving the two rails toward each other
  • retreating is a concept that includes moving the two rails away from each other.
  • the current value in the pulse process of the pulse flash method is smaller than the current value in the preheat process of the preheat flash method. Therefore, the integrated current value in the pulse process is smaller than the integrated current value in the preheat process of the preheat flash method.
  • the integrated current value is the product of the average current value and the total current flow time in the preheat process or pulse process, and is an index of the heat input in the preheat process or pulse process.
  • the total current flow time in the pulse process is the pulse process time, that is, the time from the start to the end of the pulse process.
  • the average current value in the pulse process is the value obtained by dividing the time integral of the current value in the pulse process by the total current flow time.
  • the total current flow time in the preheat process is the total current flow time in the preheat process. In the current waveform diagram of the preheat process shown in Figure 2A, the time when the current value is 0 is not included in the total current flow time.
  • the average current value during the preheating process is the time integral of the current value divided by the total current flow time.
  • Flash butt welded rails are required to meet the standards set by the standards in bending tests.
  • AREMA American Railway Engineering and Track Maintenance Association
  • the standard specifies that the deflection at break is 0.75 inches or more, and the bottom stress at break is 125,000 lb/ in2 or more.
  • Flash butt welded rails welded with pulse flash FB welding must meet the standards for deflection and bottom stress at break, just like preheat flash FB welding.
  • the inventors have confirmed that the proportion of joints obtained by pulse flash FB welding that do not satisfy the standards for bending tests is higher than that of FB welding by preheat flash welding. It is generally known that increasing the integrated current during welding is effective for increasing the amount of deflection and bottom stress at break in bending tests. However, compared to the preheat flash method, joints obtained by pulse flash flash butt welding have the problem that the amount of deflection and bottom stress at break in bending tests are less likely to satisfy the standards, even if the integrated current is increased.
  • Flash butt welding of rails has mainly been carried out using the preheat flash method. Therefore, many documents have been published on welding methods using the preheat flash method. On the other hand, there are very few cases in which welding methods using the pulse flash method have been examined.
  • Patent Document 1 discloses a welding method in which the forward and backward timing is determined by the current value and power value when welding large cross-sectional area high-temperature materials using a pulse flash method, with the aim of obtaining an arc with a large heat input effect.
  • Patent Document 2 discloses a welding method in which the start temperature of the entire pulse process and the amount of erosion at the end are specified when welding rails using a pulse flash method, with the aim of increasing production capacity.
  • Patent Document 3 discloses a welding method in which the heat input is specified when welding using a pulse flash method, with the aim of controlling the structure of R260 rail, a high-Mn rail.
  • Non-Patent Document 1 discloses optimized welding conditions for rail pulse flashing at a frequency of 7 to 9 Hz.
  • JP 2002-205175 A Japanese Unexamined Patent Publication No. 57-50285 Chinese Patent Publication No. 110616368
  • the objective of the present invention is to (1) provide a manufacturing method for flash butt welded rails that can suppress fractures at low deflection and low bottom stress during bending tests of flash butt welded rails by using pulse flash flash welding, and (2) prevent the end faces of the rails from being crimped during the pulse process.
  • the gist of the present invention is as follows:
  • a manufacturing method of a flash butt welded rail includes an early flashing process in which a flash is generated between end faces of a pair of rails aligned along the longitudinal direction, thereby flattening the end faces; a pulse process in which the end faces of the pair of rails are repeatedly brought into contact with and separated from each other, thereby preheating the end faces; a late flashing process in which a flash is generated between the end faces of the pair of rails, thereby melting the end faces as a whole; and an upset process in which the end faces of the pair of rails are butted against each other and pressurized, thereby joining the rails; wherein a frequency in the pulse process is 1 to 10 Hz, a maximum current in the pulse process is 2.33 to 6.98 A/ mm2 , and an average current in the pulse process is 0.70 to 4.65 A/mm2.
  • a final flashing velocity in the latter flashing step is 0.2 to 3.4 mm/sec
  • the chemical components of the rail are, in mass %, C: 0.60 to 1.20%, Mn: 0.1 to 2.0%, Cr: 0.01 to 2.00%, Si: 0.10 to 2.00%, Al: 0.001 to 0.500%, P: 0.020% or less, S: 0.020% or less, N: 0.003 to 0.02 0%, V: 0-0.300%, Ti: 0-0.0500%, Nb: 0-0.050%, Cu: 0-1.000%, Ni: 0-1.00%, Ca: 0-0.0200%, REM: 0-0.0500%, and Mo: 0-0.500%, with the balance containing Fe and impurities.
  • the upper limit of the integrated current, which is the product of the average current and the current flow time, in the unit of kA sec/mm 2 is (8 x the frequency - 480 x C content + 1400) / 8600
  • the lower limit of the integrated current, in the unit of kA sec/mm 2 is (3.5 x the frequency - 180 x C content + 55 x Mn content + 45 x Cr content + 300) / 8600.
  • the minimum current in the pulse process is preferably 0.12 A/ mm2 or more.
  • the flash length in the latter flashing step is preferably set to 5 to 50 mm.
  • the chemical components of the rail preferably contain, in mass%, one or more elements selected from the group consisting of V: 0.001-0.300%, Ti: 0.0008-0.0500%, Nb: 0.001-0.050%, Cu: 0.005-1.000%, Ni: 0.01-1.00%, Ca: 0.0005-0.0200%, REM: 0.0005-0.0500%, Al: 0.001-0.500%, and Mo: 0.002-0.500%.
  • the manufacturing method of the flash butt welded rail according to the present invention (1) uses pulse flash flash welding to suppress breakage of the flash butt welded rail at low deflection and low bottom stress during bending tests, and (2) provides a manufacturing method of the flash butt welded rail that can prevent the end faces of the rail from being crimped during the pulse process.
  • FIG. FIG. 2 is a schematic diagram of a pulse process.
  • FIG. 2 is a schematic diagram of a later flash process.
  • FIG. FIG. 1 is a comparison diagram of current value changes in flash butt welding using the preheat flash method.
  • FIG. 11 is a comparison diagram of current value changes in pulse flash type flash butt welding.
  • 1 is a graph showing the relationship between the maximum flat spot length and the bottom stress at the time of bending fracture.
  • FIG. 13 is a diagram showing the locations at which the end surface temperatures are measured and the evaluation units for the low temperature portions.
  • FIG. 4B is an enlarged view of the rectangular area enclosed by the dashed line in FIG. 4A.
  • 13 is a graph showing the relationship between C and the number of evaluation units in which the temperature difference between the average temperature and the minimum temperature of the end face immediately after the pulse process is 50° C. or more. 13 is a graph showing the relationship between Mn and the number of evaluation units in which the temperature difference between the average temperature and the minimum temperature of the end face immediately after the pulse process is 50° C. or more. 13 is a graph showing the relationship between Cr and the number of evaluation units in which the temperature difference between the average temperature and the minimum temperature of the end face immediately after the pulse process is 50° C. or more. 13 is a graph showing the relationship between the number of evaluation units in which the temperature difference between the average temperature and the minimum temperature of the end face immediately after the pulse process is 50° C.
  • FIG. 1 is a schematic diagram showing a bending test method.
  • the chemical components of the rails 1A and 1B, the frequency, maximum current, average current, and integrated current in the pulse process S2, and the final flashing velocity in the latter flashing process S3 are set within the optimum ranges. That is, the manufacturing method of the flash butt welded rail according to the present embodiment, as shown in Figs.
  • the welding conditions include planned values that are determined before welding begins, and actual values that are measured during welding.
  • the above-mentioned welding conditions are based on the actual values.
  • the "maximum pulse time ratio,” which will be described later, is an indicator that shows the deviation between the planned value and the actual value.
  • FIGS. 1A to 1D also illustrate an example of a welding method in which electrodes are pressed against the rail column.
  • the electrodes are arranged so as to sandwich the rail column from both sides.
  • FIG. 1A to 1D only the electrodes arranged on the front side of the column are shown, and the electrodes arranged on the rear side of the column are omitted.
  • the locations where the electrodes are installed are not particularly limited. Flash butt welding may be performed by pressing the electrodes against the head surface and foot sole of the rail.
  • the manufacturing method according to this embodiment flash butt welding can be continued without crimping of the end faces during the pulse process. Furthermore, in bending tests of the joint obtained by the manufacturing method according to this embodiment, i.e., the flash butt welded rail, the weld does not break with low deflection and low bottom stress. Therefore, the bending performance of the flash butt welded rail obtained by the manufacturing method according to this embodiment can satisfy the rail welding standards.
  • Flash butt welded rail A rail obtained by welding two or more rails together by flash butt welding.
  • a flash butt welded rail has a base metal part and a weld part, and the base metal part has the same chemical composition and structure as the rail before welding.
  • Crimping This refers to the state in which, during rail advancement and retreat control at a predetermined frequency, the end faces (welded surfaces) of two butted rails stick together and cannot be separated, or the end faces become difficult to separate, causing the time required for the rails to retreat to become longer than the predetermined time.
  • Oxide defect In flash butt welding, which is atmospheric welding, this refers to oxides that are generated in the later flash process and remain in the weld joint without being expelled in the upset process. This often becomes the starting point of fractures in bending tests and fatigue tests of weld joints.
  • Accumulated current The product of the average current and the total current flow time in the pulse process of flash butt welding using the pulse flash method, or in the preheat process of flash butt welding using the preheat flash method.
  • the accumulated current is an indicator of the amount of heat input in the pulse process or preheat process.
  • Planned Pulse Time This refers to the planned value of the time required to perform one pulse, determined before welding.
  • Actual pulse time This refers to the actual time required for one pulse, measured from the actual current waveform during welding. In the pulse process, a pair of rails may be pressed together and may not be separated quickly. Therefore, the planned pulse time and the actual pulse time do not necessarily match.
  • Maximum Actual Pulse Time In a pulse process having multiple pulses, this is the maximum value of the actual pulse time.
  • Maximum pulse time ratio The maximum actual pulse time divided by the planned pulse time, and is an index showing the deviation between the planned and actual values. A maximum pulse time ratio of 100% indicates that the rail has advanced and retreated in the specified time.
  • pulse flash flash butt welding has an early flash process S1, a pulse process S2, a late flash process S3, and an upset process S4.
  • a gap is provided between the end faces of a pair of rails aligned in the longitudinal direction, and the two rails are moved toward each other while a voltage is applied, thereby causing a flash between the end faces.
  • the end faces are usually not flat.
  • a short-circuit current flows locally between the end faces, causing rapid heating due to resistance heating and leading to melting.
  • the end faces are then bridged by molten metal. An arc is generated at this bridge. The arc scatters some of the molten metal and heats the end faces with radiant heat. In the pre-flash process, these phenomena are continuously repeated. This causes the end faces of the rails to be flattened.
  • the forward movement speed of the rail at this time is called the flash speed, and the amount of movement is called the flash length.
  • the flash speed When only one of the rails is moved, the amount of movement of this rail is considered to be the flash length.
  • the total amount of movement of both rails is considered to be the flash length.
  • the pulse process S2 the later flash process S3, and the upset process S4
  • the amount of movement of the rails is also determined by the above-mentioned method.
  • moving the end faces of the rails closer to each other will be referred to as "forward movement”
  • moving the end faces of the rails away from each other will be referred to as "backward movement”.
  • the rail is repeatedly advanced and retreated at a frequency of several Hz. This causes the end faces of a pair of rails to repeatedly come into contact with each other and separate from each other. This preheats the end faces.
  • the contact area of the end faces is at a maximum, and when the rail is retreated, the contact area of the end faces is zero or a small value close to this.
  • the current increases in proportion to the contact area of the end faces. Therefore, in the pulse process, the current increases and decreases repeatedly. When the two end faces are completely separated, the current becomes zero.
  • a flash is generated between the end faces of a pair of rails.
  • the principle of the later flashing process is the same as that of the earlier flashing process.
  • the speed at which the rail is advanced in the later flashing process i.e., the later flashing speed
  • the later flashing speed is generally faster than the flashing speed in the earlier flashing process, i.e., the earlier flashing speed.
  • the later flashing length is generally longer than that in the earlier flashing process.
  • the earlier flashing process moves to the next pulse process at the stage where the end faces are flattened, whereas the later flashing process moves to the next upset process at the stage where the end faces are entirely melted.
  • the manufacturing method according to this embodiment may further include a process for removing burrs 3.
  • rail materials are generally eutectoid or hypereutectoid rail steels containing 0.60 to 0.86 mass% C. Recently, rail steels with higher C content have become more common in order to further improve the wear resistance of flash-butt welded rails.
  • the cross-sectional size of flash-butt welded rails is selected according to the weight of freight cars on the line where the rails are used. In other words, rails with high rigidity and large cross-sectional size are used in sections where heavy freight cars pass.
  • the fracture surface formed by performing a bending test on a flash butt welded rail has one or more areas (called "flat spots") with no surface irregularities, which are clearly different from brittle fracture surfaces and can be visually confirmed.
  • the flat spots are analyzed, they are found to contain aggregates of oxides of Mn, Cr, etc. Therefore, the flat spots are a type of oxide defect. It is known that flat spots cause a decrease in the deflection amount and bottom stress in bending tests.
  • the deflection amount and bottom stress at the time of fracture in the bending test may not satisfy the standard because there are parts on the end surface where the temperature is difficult to rise sufficiently in the pulse process.
  • the chemical composition of the rail contains a lot of alloy components that are prone to oxide formation, oxides are likely to form on the end surface in the pulse process.
  • the current is extremely difficult to flow and the temperature is difficult to rise.
  • the part where the oxide is formed on the end surface cannot be sufficiently preheated even by the pulse process. Therefore, the temperature of the part where the oxide is formed in the pulse process does not rise sufficiently even in the later flash process.
  • the oxide formed in the later flash process is difficult to discharge in the upset process.
  • the part where the oxide is formed in the pulse process is likely to become an oxide defect (flat spot).
  • the inventors believe that in the bending test of flash butt welded rails, fracture occurs with low deflection and low bottom stress. The inventors believe that most of the oxides formed in the pulse process are scattered together with the molten steel in the subsequent later flash process. Therefore, it is presumed that the oxides that form the flat spots are not oxides formed in the pulse process, but oxides formed in the later flash process.
  • the heat input influence factors include integrated current, maximum current, average current, frequency, etc.
  • Pulse flash flash welding was carried out under the basic conditions of an integrated current of 500 kA ⁇ sec (0.06 kA ⁇ sec/ mm2 ), a maximum current of 30000 A (3.49 A/ mm2 ), an average current of 18000 A (2.09 A/ mm2 ), and a frequency of 5 Hz.
  • the number of low temperature parts on the end face after the pulse process was used as an index.
  • the number of low temperature parts on the end face after the pulse process was measured by pulling away the end face immediately after the pulse process. It is also considered that the oxides generated on the end face during the pulse process are discharged to the outside together with the scattering of molten steel in the later flash process.
  • thermoviewer a thermometer that measures the temperature distribution on an object surface without contact
  • the number of detection pixels required for a thermoviewer is 320 or more in the horizontal direction and 240 or more in the vertical direction.
  • the measurement target is the range below the neutral line in the height direction of the rail. In bending tests of welded rails, tensile stress acts below the neutral line, so it was thought necessary to evaluate the oxides present in that range by measuring the temperature in that range.
  • the outer periphery of the end face and the inner 2 mm area are not subject to the evaluation of low temperature areas. This is because the outer periphery of the end face and the inner 2 mm area are cooled by the surrounding air, so the temperature is low regardless of whether oxides are generated or not.
  • the molten metal on the outer periphery of the end face and its vicinity is easily discharged to the outside during the upset process, it was thought that even if oxides were generated in this area during the later flash process, they would be discharged and rendered harmless during the upset process.
  • thermoviewer Temperature measurements were performed by pulling away the end face immediately after the pulse process was completed, and measuring the temperature of the end face below the neutral line in the height direction with a thermoviewer. At this time, the distance between the thermoviewer and the end face was adjusted so that the length of the area corresponding to one pixel on the end face was 0.5 mm or less in both the horizontal and vertical directions. Specifically, the distance was adjusted so that the width of the horizontal field of view of the thermoviewer matched the width of the foot of the rail. It is preferable that the bottom of the rail and the bottom edge of the thermoviewer image are parallel.
  • FIG. 4A is a schematic diagram of the rail end face
  • Figure 4B is a schematic diagram of the range of the rail end face below the neutral line in the height direction.
  • the rectangular area surrounded by the dashed line in Figure 4A is Figure 4B.
  • the dashed line with the symbol A is the width center of the rail end face
  • the solid line with the symbol B is the lower end of the rail end face, that is, the bottom surface of the rail
  • the area with the symbol O is the measurement exclusion area.
  • the x mark with the symbol C1 is the center of the first evaluation unit
  • the rectangular area with a width of 10 mm and a height of 2 mm surrounded by the dashed line with the symbol E1 is the first evaluation unit.
  • Symbols E2 and C2 are the second evaluation unit and its center.
  • the shape of the evaluation unit was a rectangle measuring 10 mm in the width direction of the end face of the rail and 2 mm in the height direction.
  • the position of the evaluation units was as follows. First, the center C1 of the first evaluation unit E1 was placed on the widthwise center A of the end face of the rail and 3 mm above the rail foot underside B. Next, using the first center C1 as a reference, each point with a pitch of 2 mm in the width direction and a pitch of 2 mm in the height direction was set as the center position of the second and subsequent evaluation units.
  • the x marks other than C1 shown in FIG. 4B are the center positions of the second and subsequent evaluation units.
  • the second evaluation unit E2 is also shown in FIG. 4B. However, the third and subsequent evaluation units are omitted. Note that each evaluation unit will overlap with each other at the widthwise end. Also, only nine centers of the evaluation positions are shown in FIG. 4B, and the tenth and subsequent evaluation positions are omitted.
  • the temperature measurement results obtained using the thermoviewer were cut out for each evaluation unit.
  • the temperature difference between the average temperature and the minimum temperature within each evaluation unit was then calculated. However, if the range of an evaluation unit includes conditions that are excluded from the above measurement targets (the outer periphery of the rail and 2 mm inside), that evaluation unit is excluded from the evaluation targets.
  • the C content of the rail is in the range of 0.6 mass% or more, the number of evaluation units with a temperature difference of 50°C or more increases with a decrease in the C content, but the rate of increase is small. For this reason, the C content of the rail is set to 0.6 mass% or more. In order to further improve the bending performance, the C content of the rail is preferably set to 0.7 mass% or more.
  • the inventors have clarified that when the C content of the rail falls below 0.6 mass%, the number of evaluation units with a temperature difference of 50°C or more increases significantly. It is presumed that the reason for the increase in the number of evaluation units with a temperature difference of 50°C or more when the C content of the rail falls below 0.6 mass% is that C is a highly reducing element, and as the C content decreases, oxides are more likely to form, increasing the number of oxides formed. Furthermore, as mentioned above, since oxides do not allow electrical current to flow easily, a temperature difference is likely to occur between areas where oxides do not form and areas where oxides have formed, and it is believed that this is why the number of evaluation units with large temperature differences increased. It is believed that this tendency became more noticeable when the C content was less than 0.6%.
  • the Mn content of the rail is in the range of 2.0 mass% or less, the number of evaluation units with a temperature difference of 50°C or more increases with an increase in the Mn content, but the rate of increase is small.
  • the inventors have clarified that when the Mn content exceeds 2.0 mass%, the number of evaluation units with a temperature difference of 50°C or more increases significantly. For this reason, the Mn content of the rail is set to 2.0 mass% or less. In order to further improve bending performance, the Mn content of the rail is preferably set to 1.5 mass% or less.
  • the Cr content of the rail is in the range of 2.0 mass% or less, the number of evaluation units with a temperature difference of 50°C or more increases with an increase in the Cr content, but the rate of increase is small.
  • the inventors have clarified that when the Cr content exceeds 2.0 mass%, the number of evaluation units with a temperature difference of 50°C or more increases significantly. For this reason, the Cr content of the rail is set to 2.0 mass% or less.
  • the Cr content of the rail is preferably set to 1.3 mass% or less.
  • the maximum flat spot length would be 12 mm when there were 20 evaluation units with a temperature difference of 50°C or more between the average temperature and the minimum temperature. Therefore, to satisfy the standards for bending tests, it is necessary to select the C, Mn, and Cr contents of the rail so that the number of evaluation units with a temperature difference of 50°C or more between the average temperature and the minimum temperature is 20 or less, as shown in Figures 5 to 7.
  • the C content should be in the range of 0.6 mass% or more, and the Mn and Cr content should be in the range of 2.0 mass% or less.
  • the C content should preferably be in the range of 0.7 mass% or more, the Mn content should be 1.5 mass% or less, and the Cr content should be 1.3 mass% or less.
  • the frequency range is set to 10 Hz or less. In order to further improve bending performance, the frequency range is preferably set to 8 Hz or less, 7 Hz or less, or 6 Hz or less.
  • the cross-sectional area of the rail is 8600 mm 2
  • the integrated current is 500 kA ⁇ sec (0.06 kA ⁇ sec/mm 2 )
  • the maximum current is 30000 A (3.49 A/mm 2 )
  • the average current is 18000 A (2.09 A/mm 2 )
  • the C content is 0.9 mass%
  • the Mn content is 1.0 mass%
  • the Cr content is 0.5 mass%.
  • C%, Mn%, and Cr% are the C content, Mn content, and Cr content of the rail in unit mass%, respectively.
  • the C content is 0.6 mass% or more
  • the Mn content is 2.0 mass% or less
  • the Cr content is 2.0 mass% or less
  • the frequency is 1 Hz or more.
  • the reason why the maximum flat spot length increases with a decrease in maximum current is believed to be that, as mentioned above, the integrated current in the pulse process is small, so the temperature of the end face does not rise sufficiently in the later flash process, and the oxides generated in the later flash process are difficult to remove in the upset process.
  • the cross-sectional area of the rail at this time is 8,600 mm2
  • the integrated current is 500 kA ⁇ sec (0.06 kA ⁇ sec/ mm2 )
  • the average current is 18,000 A (2.09 A/ mm2 )
  • the C content is 0.9 mass%
  • the Mn content is 1.0 mass%
  • the Cr content is 0.5 mass%.
  • the reason why the maximum flat spot length increases with the decrease in the average current in the pulse process is believed to be that, as mentioned above, the integrated current in the pulse process is small, so the temperature of the end face does not rise sufficiently in the later flash process, and the oxides generated in the later flash process are difficult to remove in the upset process.
  • the cross-sectional area of the rail at this time is 8,600 mm2
  • the integrated current is 500 kA ⁇ sec (0.06 kA ⁇ sec/ mm2 )
  • the maximum current is 30,000 A (3.49 A/ mm2 )
  • C is 0.9 mass%
  • Mn is 1.0 mass%
  • Cr is 0.5 mass%.
  • the inventors have obtained the following findings regarding the occurrence of compression bonding in a pulse process.
  • the integrated current maximum current, average current
  • the amount of heat input to the end face increases.
  • crimping is likely to occur.
  • the frequency is low in the pulse process, the time during which the temperature remains high during one forward movement will be longer, resulting in a larger temperature rise at the end face, making crimping more likely to occur.
  • the rail in the pulse process of flash butt welding using the pulse flash method, the rail repeatedly advances and retreats, and even when the rail advances to its maximum extent, the end faces do not all come into contact, but only partially. This has a significant effect on the formation of crimping.
  • the Joule heat in that part increases, and the temperature of that part and its surrounding area increases. As a result, crimping is likely to occur.
  • the end surface in the pulse process is affected by the scattering of molten metal before the pulse process, and is not completely flat, but has numerous irregularities.
  • the convex parts come into contact first, and are heated by Joule heating to a high temperature.
  • the temperature of the end surface is uneven, and there are areas of the end surface that are partially melted.
  • the rail retreats the melted parts solidify as the temperature drops.
  • alloy elements are expelled from the solid phase to the liquid phase, and an area where the alloy elements are concentrated occurs.
  • C has a small equilibrium distribution coefficient of 0.2.
  • the electrical resistivity of graphite at high temperatures is about 8.4 ⁇ m (Nishimoto et al., Toyo Tanso Co., Ltd., "Device for measuring high-temperature resistivity change rate of graphite material by direct current application", 2015).
  • the electrical resistivity of rail steel at high temperatures is about 2.1 ⁇ m. The inventors have found that this is about 1/4 of the electrical resistivity of graphite.
  • the electrical resistance of graphite at high temperatures is extremely high compared to the electrical resistance of rail steel. For this reason, the amount of Joule heat generated in the graphite part is high compared to rail steel, and as a result of the high temperature of the graphite part and its vicinity, it is believed that crimping is more likely to occur.
  • the end faces melt, causing alloy elements to be discharged to the end faces, which can increase electrical resistance.
  • the entire end faces come into contact and melt. Therefore, the discharge of alloy elements during solidification causes enrichment across the entire end faces.
  • the enriched area is expelled to the outside at the same time as the molten steel is scattered. Therefore, it is estimated that the effect of enrichment is small in flash butt welding using the preheating flash method. Therefore, the inventors considered that crimping is less likely to occur in the preheating process using the preheating flash method compared to the pulse process using the pulse flash method.
  • the maximum pulse time is the value obtained by dividing the maximum actual pulse time, which is the maximum value of the actual pulse time, by the planned pulse time, which is the planned value of the pulse time determined before welding.
  • the maximum pulse time is an index showing the deviation between the planned value and the actual value.
  • the maximum pulse time ratio exceeds 300%, the ratio at which retraction is not possible increases significantly. Therefore, the maximum pulse time ratio must be kept below 300%. In order to suppress crimping, it is important to keep the maximum pulse time ratio below 300% by optimizing the pulse conditions and component conditions.
  • the reason why the maximum pulse time ratio increases when the C content is high is considered to be as follows.
  • the end face may become partially hot and melt.
  • the temperature of the end face decreases and the molten part solidifies.
  • C is expelled from the solid phase to the liquid phase, a C-enriched area is partially generated, and C precipitates as graphite.
  • the electrical resistance of graphite is high compared to the rail steel material. Therefore, the Joule heat generation in the graphite precipitation area, i.e., the graphite part, is large compared to its surroundings. The inventors believe that the graphite part and its vicinity become hot, so that the end face is easily stuck.
  • the cross-sectional area of the rail was 8,600 mm2
  • the integrated current was 500 kA ⁇ sec (0.06 kA ⁇ sec/ mm2 )
  • the maximum current was 30,000 A (3.49 A/ mm2 )
  • the average current was 18,000 A (2.09 A/ mm2 )
  • the frequency was 5 Hz
  • the Mn content was 1.0 mass%
  • the Cr content was 0.5 mass%.
  • the reason why the maximum pulse time ratio increases with decreasing frequency is considered to be that, as mentioned above, when the frequency is low, the total time of forward and backward movement of one pulse is long, the amount of heat input to the end face is large, and the temperature of the end face is high, which makes the end face more likely to stick.
  • the cross-sectional area of the rail at this time is 8600 mm2
  • the integrated current is 500 kA ⁇ sec (0.06 kA ⁇ sec/ mm2 )
  • the maximum current is 30,000 A (3.49 A/ mm2 )
  • the average current is 18,000 A (2.09 A/ mm2 )
  • the C content is 0.9 mass%
  • the Mn content is 1.0 mass%
  • the Cr content is 0.5 mass%.
  • the cross-sectional area of the rail is 8600 mm 2
  • the integrated current is 500 kA ⁇ sec (0.06 kA ⁇ sec/mm 2 )
  • the average current is 18,000 A (2.09 A/mm 2 )
  • the C content is 0.9 mass%
  • the Mn content is 1.0 mass%
  • the Cr content is 0.5 mass%
  • the frequency is 5 Hz.
  • the cross-sectional area of the rail was 8,600 mm2
  • the integrated current was 500 kA ⁇ sec (0.06 kA ⁇ sec/ mm2 )
  • the maximum current was 30,000 A (3.49 A/ mm2 )
  • the C content was 0.9 mass%
  • the Mn content was 1.0 mass%
  • the Cr content was 0.5 mass%
  • the frequency was 5 Hz.
  • the lower limit of the frequency in the pulse process is 1 Hz.
  • the frequency range is preferably 2 Hz or more, 3 Hz or more, or 4 Hz or more.
  • the upper limit of the frequency in the pulse process is 10 Hz. From the viewpoint of further suppressing oxides, it is preferable that the upper limit of the frequency in the pulse process is 9 Hz or less, 8 Hz or less, or 6 Hz or less. The most preferable range of the frequency is 3 Hz or more and 6 Hz or less.
  • the lower limit of the maximum current in the pulse process is 2.33 A/ mm2 .
  • the maximum current in the pulse process is preferably 2.50 A/ mm2 or more, 2.91 A/ mm2 or more, or 3.20 A/ mm2 .
  • the upper limit of the maximum current in the pulse process is 6.98 A/ mm2 .
  • the maximum current is preferably in the range of 6.00 A/ mm2 or less, 5.23 A/ mm2 or less, or 4.80 A/ mm2 or less.
  • the most preferable range of the maximum current in the pulse process is 2.91 A/ mm2 or more and 5.23 A/ mm2 or less.
  • the lower limit of the average current in the pulse process is 0.70 A/ mm2 .
  • the range of the average current in the pulse process is 1.00 A/ mm2 or more, 1.74 A/ mm2 or more, or 2.00 A/ mm2 or more.
  • the upper limit of the average current in the pulse process is 4.65 A/ mm2 .
  • the range of the average current is preferably 4.00 A/ mm2 or less, 3.26 A/ mm2 or less, or 2.80 A/ mm2 or less.
  • the most preferable range of the average current in the pulse process is 1.74 A/ mm2 or more and 3.26 A/ mm2 or less.
  • the final flash velocity in the later flash process means the average value of the flash velocity in the last 5 seconds of the later flash process. That is, the final flash velocity in the later flash process is the value obtained by dividing the amount of rail movement in the last 5 seconds of the later flash process by 5 seconds.
  • the final flash velocity in the later flash process means the average value of the flash velocity from the start to the end of the later flash process, that is, the value obtained by dividing the later flash length, which is the amount of rail movement in the later flash process, by the time of the later flash process.
  • the later flashing velocity The faster the flashing velocity in the later flashing process, i.e., the later flashing velocity, the higher the current and the higher the temperature of the end surface immediately before the upset process. As a result, the oxides generated in the later flashing process are more easily expelled from the weld in the upset process. However, even if the later flashing velocity is increased only immediately before the upset process, the effect of increasing the temperature of the end surface is limited. Therefore, in the later flashing process, the lower limit of the final flashing velocity is set to 0.2 mm/sec.
  • the final flashing velocity is preferably 0.5 mm/sec or more, 0.8 mm/sec or more, or 1.0 mm/sec.
  • the upper limit of the final flash velocity is set to 3.4 mm/sec.
  • the final flash velocity is preferably 3.0 mm/sec or less, 2.5 mm/sec or less, or 2.0 mm/sec or less.
  • the most preferred range of the final flash velocity is 0.6 mm/sec or more and 2.8 mm/sec or less.
  • the lower limit of the C content is set to 0.60 mass %.
  • the C content is preferably 0.65 mass % or more, and more preferably 0.70 mass % or more.
  • the upper limit of the C content is set to 1.20 mass%.
  • the C content is preferably 1.10 mass%.
  • the C content is preferably 0.70 mass% or more and 1.10 mass% or less.
  • the upper limit of the Mn content is set to 2.00 mass %, and preferably 1.80 mass % or less, and 1.50 mass % or less.
  • Mn is an element that exerts an effect of increasing hardness by improving hardenability. If the Mn content is insufficient, this effect cannot be obtained. Therefore, the lower limit of the Mn content is The value is 0.10 mass%.
  • the Mn content is preferably 0.20 mass% or more, 0.50 mass% or more, or 0.80 mass% or more. The most preferable range of the Mn content is 0.20 mass% or more. % or more and 1.80 mass % or less.
  • the upper limit of the Cr content is set to 2.00 mass %, and preferably, the Cr content is set to 1.80 mass % or less, and 1.50 mass % or less.
  • the lower limit of the Cr content is set to 0.01 mass%.
  • the Cr content is preferably 0.20 mass% or more, 0.50 mass% or more, or 0.80 mass% or more.
  • the most preferable range of the Cr content is 0.20 mass% or more and 1.30 mass% or less.
  • the upper limit of the integrated current is (8 x frequency - 480 x C mass % + 1400) / 8600 in units of kA sec/ mm2 > From the viewpoint of preventing crimping described in the above item l, the upper limit of the integrated current is defined as a function of the frequency in the pulse process and the C amount of the rail.
  • the lower limit of the integrated current is (3.5 x frequency - 180 x C% + 55 x Mn% + 45 x Cr% + 300) / 8600 in units of kA sec/ mm2 >
  • the lower limit of the integrated current is defined as a function of the frequency in the pulse process and the C content, Mn content, and Cr content of the rail.
  • the minimum current in the pulse process is 0.12 A/ mm2 or more>
  • the current value is 0 A/ mm2 . Therefore, the minimum value of the current in the pulse process is 0 A.
  • the current value may not drop to 0 A/ mm2 .
  • the phenomenon in which the end faces stick together and cannot be separated i.e., crimping
  • the crimped end faces must be cut off and the flash butt welding must be started over from the beginning.
  • it is not necessary to completely separate the end faces for each pulse in the pulse process Rather, it is believed that if the rails that are butted together do not completely separate when the rails are retracted during the pulse process, oxides are less likely to form on the end faces. Also, as long as the above-mentioned conditions are met, there will be no increase in the maximum pulse time ratio or crimping of the end faces even if the rails that are butted together do not completely separate when the rails are retracted.
  • the minimum current may be set to 0.12 A/ mm2 as an index for preventing the end faces from being completely separated. By doing so, oxides are less likely to be generated on the end faces, and further improvement in bending performance is expected. More preferable ranges of the minimum current in the pulse process are 0.1812 A/ mm2 or more, 0.23 A/ mm2 or more, or 0.25 A/ mm2 or more.
  • the flash length in the latter flash step is 5 to 50 mm>
  • the flash length in the latter flashing step i.e., the latter flashing length, is the amount of movement of the rail from the start to the end of the latter flashing step.
  • the latter flashing velocity in the latter flashing step.
  • the lower limit of the latter flashing length is preferably 5 mm. It is more preferable to set the latter flashing length to 6 mm or more, 8 mm or more, or 10 mm or more.
  • shortening the late flash length eliminates the need to pull the rail to fill gaps that occur in the longitudinal direction or to prepare another rail. Therefore, suppressing the late flash length leads to improved rail construction workability. Therefore, it is preferable to set the upper limit of the late flash length to 50 mm. It is even more preferable to set the late flash length to 45 mm or less, 40 mm or less, or 30 mm or less. An even more preferable range for the late flash length is 10 mm or more and 40 mm or less.
  • Silicon is an element that strengthens the ferrite phase in the pearlite structure by solid solution strengthening, thereby contributing to increasing the strength of the base material.
  • the rail should contain 0.10% to 2.00% silicon.
  • the Si content is preferably 1.80 mass% or less, 1.50 mass% or less, or 1.20 mass% or less. If the Si content is less than 0.10%, the effect cannot be obtained, If the Si content exceeds 2.00%, the material becomes easily embrittled.
  • the Si content is preferably 0.20 mass% or more, 0.50 mass% or more, or 0.80 mass% or more. A more preferable range of the Si content is 0. .20% or more and 1.50% or less
  • Al 0.001 to 0.500% by mass>
  • Al is contained in rails as a deoxidizing element. Furthermore, Al is an element that reduces the difference in hardness of pearlite structures and improves the fatigue strength of the rail web portion. Therefore, the Al content is set to 0.001% or more.
  • the Al content is preferably 0.100 mass % or more, 0.120 mass % or more, or 0.150 mass % or more. On the other hand, the generation of coarse oxides and coarse martensite is suppressed, and fatigue strength is improved. From the viewpoint of further improving the above, the Al content is set to 0.500% or less.
  • the Al content is preferably 0.450% by mass or less, 0.400% by mass or less, or 0.300% by mass or less. A more preferable range is , Al is 0.005% or more and 0.100% or less.
  • P and S are impurities in steel. If there is a large amount of P and S, the toughness of the steel decreases, and the fatigue strength of the flash butt welded rail decreases. Therefore, in order to increase the fatigue strength of the welded rail, P is set to 0.
  • the preferred range of P is 0.010% or more and 0.018% or less
  • the preferred range of S is 0.008% or more and 0.018% or less.
  • the lower limits of the P content and the S content are not particularly limited and may be 0%.
  • the P content and the S content are each set to 0.001 mass% or more, and 0.001 mass% or less. It may be 0.010 mass % or more, or 0.010 mass % or more.
  • N is an element that makes the hardness of the pearlite structure uniform and improves the fatigue strength of the rail web. Therefore, N may be contained in the rail in an amount of 0.003% or more and 0.020% or less, if necessary. If the N content exceeds 0.020%, coarse nitrides may form, which may reduce the fatigue strength. Therefore, the preferred range of N content is 0.008% or more and 0.018% or less.
  • V 0.001 to 0.300 mass%>
  • Ti 0.0008 to 0.0500 mass%>
  • Nb 0.001 to 0.050 mass%>
  • V, Ti, and Nb are not essential for the rail used as the welding base metal. Therefore, the V amount, Ti amount, and Nb amount may be 0%.
  • V, Ti, and Nb are elements that increase the hardness of the steel by precipitation strengthening and improve the fatigue strength of the flash butt welded rail. Therefore, V may be contained in the rail at 0.001% to 0.300%, Ti at 0.0008% to 0.0500%, and Nb at 0.001% to 0.050% as necessary.
  • V is less than 0.001%, Ti is less than 0.0008%, and Nb is less than 0.001%, the effect of increasing the hardness and improving the fatigue strength cannot be obtained.
  • V is 0.300% or less, Ti is 0.0500% or less, and Nb is 0.050% or less. More preferable ranges are 0.005% or more and 0.200% or less for V, 0.0030% or more and 0.0400% or less for Ti, and 0.003% or more and 0.030% or less for Nb.
  • ⁇ Cu preferably 0.005 to 1.000 mass%>
  • ⁇ Ni preferably 0.01 to 1.00 mass%>
  • Cu and Ni are not essential for the rail of the manufacturing method according to this embodiment. Therefore, the Cu amount and Ni amount may be 0%.
  • Cu and Ni are elements that increase the hardness of steel by solid solution strengthening and improve the fatigue strength of the flash butt welded rail. Therefore, Cu may be contained in the rail at 0.005% to 1.000% and Ni at 0.01% to 1.00% as necessary. If Cu is less than 0.005% and Ni is less than 0.01%, the effect of increasing hardness and improving fatigue strength cannot be obtained.
  • Cu is 1.000% or less and Ni is 1.00% or less. More preferable ranges are Cu 0.010% to 0.600% and Ni 0.02% to 0.60%.
  • Ca 0.0005 to 0.0200 mass%>
  • REM 0.0005 to 0.0500 mass%>
  • Ca and REM are not essential for the rail of the manufacturing method according to this embodiment. Therefore, the Ca content and the REM content may be 0%.
  • Ca has a strong bond with S and forms sulfides. These sulfides finely disperse MnS, thereby further improving the fatigue strength of the rail.
  • REM acts as a nucleus for generating oxides and MnS. These finely disperse MnS, thereby further improving the fatigue strength of the rail.
  • Ca may be contained in the rail in an amount of 0.0005% or more and 0.0200% or less, and REM may be contained in an amount of 0.0005% or more and 0.0500% or less. If Ca is less than 0.0005% and REM is less than 0.0005%, the effect of improving fatigue strength cannot be obtained. In order to suppress the generation of coarse oxides and coarse oxysulfides and further improve fatigue strength, it is preferable that Ca is 0.0200% or less and REM is 0.0500% or less. More preferably, Ca is 0.0008% or more and 0.0180% or less and REM is 0.0010% or more and 0.0450% or less.
  • REM is a rare earth element such as Ce, La, Pr or Nd. The upper and lower limits of the REM content limit the sum of the contents of all these REM elements.
  • Mo: 0.002 to 0.500 mass%> Mo is not essential for the rail of the manufacturing method according to this embodiment. Therefore, the amount of Mo may be 0%.
  • Mo is an element that hardens the steel and improves the fatigue strength of the flash butt welded rail by refining the lamellar spacing (spacing between the ferrite phase and the cementite phase) of the pearlite structure. Therefore, Mo may be contained in an amount of 0.002% or more and 0.500% or less as necessary. If Mo is less than 0.002%, the effect of increasing hardness and improving fatigue strength cannot be obtained.
  • Mo is preferably 0.500% or less. A more preferable range of Mo is 0.010% or more and 0.300% or less.
  • the remainder of the chemical composition of the rail includes iron and impurities.
  • the rail may contain alloy elements other than those exemplified above, so long as the contents of C, Mn, and Cr, which may adversely affect the bending test results and welding workability of flash butt welded rails, are within the above-mentioned ranges. It is also acceptable for the chemical compositions of the two rails to be welded to differ slightly. In this case, it is sufficient that the average value of the chemical compositions of the two rails meets the above-mentioned conditions.
  • impurities refers to chemical components of rails that are mixed in, for example, during the industrial production of steel materials, from raw materials such as ores or scrap, or from various factors in the manufacturing process, and are acceptable to the extent that they do not adversely affect the flash butt welded rail obtained by the manufacturing method according to this embodiment.
  • ⁇ Other conditions> In the manufacturing method of the flash butt welded rail according to the present embodiment, various welding conditions can be adopted as long as the above-mentioned conditions are satisfied.
  • normal conditions that can flatten the end surface of the rail to a degree that can be used in the pulse step can be appropriately adopted.
  • normal conditions that can form a normal weld can also be appropriately adopted.
  • the pressure in the upset step is not particularly limited, but from the viewpoint of further improving the oxide discharge ability, it is preferable to set it to 55 MPa or more, 58 MPa or more, or 60 MPa or more.
  • the pressure in the upset step is 120 MPa or less, 100 MPa or less, or 82 MPa or less.
  • normal conditions can also be appropriately adopted for welding conditions not described above.
  • the manufacturing method of the flash butt welded rail may include additional steps such as a step of removing burrs and a step of performing post-heat treatment on the weld.
  • the bending test is performed in accordance with the AREMA-sec. 2.3.3.6 standard of the American railway Engineering and Maintenance-of-Way Association. That is, as shown in FIG. 17, the welded rail is supported with a support distance of 1200 mm centered on the welded part. Then, a load is applied to the welded rail from above the welded rail at intervals of 300 mm centered on the welded part. The load is increased until the welded rail breaks. Then, the longitudinal stress (bottom stress) of the bottom of the welded rail at the time of break is measured based on the deflection of the welded rail at the time of break and the load at the time of break.
  • the deflection at the time of break of 0.75 inches or more and the bottom stress of 125 kbp/inch 2 or more are considered to be acceptable.
  • the flash-butt welded rail obtained by the manufacturing method according to the present embodiment is able to meet the above-mentioned pass/fail criteria since the formation of flat spots in the welds is extremely effectively suppressed.
  • the conditions in the example are merely one example of conditions adopted to confirm the feasibility and effect of the present invention.
  • the present invention is not limited to this one example of conditions.
  • Various conditions may be adopted in the present invention as long as they do not deviate from the gist of the present invention and the object of the present invention is achieved.
  • Two rails having different chemical compositions as shown in Tables 1A, 1B, 2A, and 2B were flash butt welded by pulse flash welding.
  • the flash butt welding conditions were as shown in Tables 3A, 3B, 4A, and 4B.
  • the cross-sectional area of the rail was 8600 mm2 .
  • the symbol "-" indicates that the element with that symbol is not intentionally added to the rail.
  • the “maximum current” in Tables 3A and 3B is the maximum value of the current passed through the rail in the pulse process.
  • the “maximum current per cross-sectional area” is the value obtained by dividing the “maximum current” by the cross-sectional area of the rail, 8600 mm2.
  • the “average current” in Tables 3A and 3B is the average value of the current passed through the rail in the pulse process.
  • the “average current per cross-sectional area” is the value obtained by dividing the "average current” by the cross-sectional area of the rail, 8600 mm2.
  • the “minimum current value in the pulse process” in Tables 4A and 4B is the minimum value of the current passed through the rail in the pulse process.
  • the “minimum current value per cross-sectional area in the pulse process” is the value obtained by dividing the “minimum current value in the pulse process” by the cross-sectional area of the rail, 8600 mm2 .
  • the upper and lower integrated current limits shown in Tables 3A and 3B are values calculated by the following formulas.
  • Accumulated current upper limit 8 x frequency - 480 x C mass% + 1400
  • Accumulated current lower limit 3.5 x frequency - 180 x C mass% + 55 x Mn mass% + 45 x Cr mass% + 300
  • the frequency is the frequency in the pulse process
  • the C mass%, Mn mass%, and Cr mass% are the C, Mn, and Cr contents in the chemical composition of the rail in unit mass%.
  • values taking into account the cross-sectional area are omitted.
  • the maximum pulse time ratio and maximum flat spot length of the various flash butt welded rails thus obtained were measured by the above-mentioned method.
  • the measurement results are shown in Tables 4A and 4B.
  • the evaluation criteria were as follows: (Maximum pulse time ratio) 120% or less: A More than 120% and less than 300%: B Over 300%: X
  • the cases in which the maximum pulse time ratio was A or B were judged to be cases in which crimping of the end face during welding was suppressed.
  • flat spots flat spots with a length of less than 1.0 mm were not evaluated. Examples in which the maximum flat spot length was A, B, or C were determined to be examples in which the flash-butt welded rails satisfied the bending test standard.
  • Example 9 the frequency of the pulse process was excessive. This resulted in an excessive maximum flat spot length in Example 9.
  • Example 12 the frequency of the pulse process was insufficient. This resulted in an excessive maximum pulse time ratio in Example 12.
  • Example 13 the maximum current of the pulse process was excessive. This resulted in an excessive maximum pulse time ratio in Example 13.
  • Example 16 the maximum current in the pulse process was insufficient. This resulted in an excessive maximum flat spot length in Example 16.
  • Example 17 the average current of the pulse process was excessive. This resulted in an excessive maximum pulse time ratio in Example 17.
  • Example 20 the average current in the pulse process was insufficient. This resulted in an excessive maximum flat spot length in Example 20.
  • Example 59 the final flash velocity in the later flash step was insufficient. This resulted in an excessive maximum flat spot length in Example 59.
  • Example 64 the amount of C was excessive. This resulted in an excessive maximum pulse time ratio in Example 64.
  • Example 67 the amount of C was insufficient. As a result, the maximum flat spot length in Example 67 was excessive.
  • Example 68 the amount of Mn was excessive. This resulted in the maximum flat spot length being excessive in Example 68.
  • Example 71 the amount of Cr was excessive. This resulted in the maximum flat spot length being excessive in Example 71.

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Abstract

本発明の一態様に係るフラッシュバット溶接レールの製造方法は、前期フラッシュ工程と、パルス工程と、後期フラッシュ工程と、アプセット工程とを備え、パルス工程における周波数を１～１０Ｈｚとし、パルス工程における最大電流を２．３３～６．９８Ａ／ｍｍ２とし、パルス工程における平均電流を０．７０～４．６５Ａ／ｍｍ２とし、後期フラッシュ工程における最終フラッシュ速度を０．２～３．４ｍｍ／ｓｅｃとし、パルス工程において、積算電流の単位ｋＡ・ｓｅｃ／ｍｍ２での上限値を（８×周波数－４８０×Ｃ含有量＋１４００）／８６００とし、パルス工程において、積算電流の単位ｋＡ・ｓｅｃ／ｍｍ２での下限値を（３．５×周波数－１８０×Ｃ含有量＋５５×Ｍｎ含有量＋４５×Ｃｒ含有量＋３００）／８６００とする。

Description

フラッシュバット溶接レールの製造方法
　本発明は、フラッシュバット溶接レールの製造方法に関する。
　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。一方、貨物鉄道では貨車の重積載化が進められている。そのため、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、ロングレールを製造する技術が一般化している。
　溶接方法は種々あるが、フラッシュバット（ＦＢ）溶接が主である。レール製造会社から出荷されたレールは、鉄道会社の溶接工場にて、据え置きタイプのＦＢ溶接機（固定式ＦＢ溶接機）を用いて溶接され、これにより、例えば２００ｍ以上の長さのロングレールが製造される。このロングレールは敷設場所に運ばれ、可搬式のＦＢ溶接機（モバイル式ＦＢ溶接機）を用いてさらに溶接され、これにより１０００ｍ以上のロングレールが製造される場合が多い。
　図２Ａ及び図２Ｂに示すように、レールのＦＢ溶接方式には、主に予熱フラッシュ方式、及びパルスフラッシュ方式の２種類がある。
　固定式ＦＢ溶接機は、変圧器容量が大きく、大電流を流すことが可能である。そのため、固定式ＦＢ溶接機を用いたＦＢ溶接では、大電流を流す予熱工程を有する予熱フラッシュ方式が主に採用されている。予熱フラッシュ方式は前期フラッシュ工程、予熱工程、後期フラッシュ工程、アプセット工程からなる。
　前期フラッシュ工程では、まず溶接母材となる２本のレールの端面を、電圧を印加させた状態で、隙間を設けて突き合せる。ここで「突き合せる」とは、二つのものを近づけて、ただし離隔させた状態で向かい合わせることを意味している。向かい合わせられた二つのものを接触させることを意味する「突き当てる」という用語と、「突き合わせる」という用語とは、区別される。次いで、レールの端面を近づけるようにレールを移動させる。通常、片側のレールを、もう片側のレールに向けて前進させる。これにより、２本のレールの端面において、局所的に短絡電流が流れる。
　抵抗発熱により、レールの端面は急速に加熱され溶融に至る。突き合わせられたレールの間は、溶融金属で橋絡される。この橋絡部では、アークが発生する。これにより、溶融金属の一部が飛散するとともに、輻射熱で端面が加熱される。溶融金属の飛散は、フラッシュの発生と称される。前期フラッシュ工程では、これらの現象が連続的に繰り返される。そして、前期フラッシュ工程によって、レールの端面は平坦化される。前期フラッシュ工程は、予フラッシュ、又は平坦化フラッシュと称される場合もある。
　溶融金属の飛散によりレールが消耗するので、前期フラッシュ工程、及び後述する後期フラッシュ工程では、レールを互いに近づける必要がある。このときのレールの相対移動速度をフラッシュ速度という。また、レールの相対移動量をフラッシュ長という。さらに、フラッシュ工程の期間に消耗したレールの長さをフラッシュ代という。通常、フラッシュ長とフラッシュ代とは実質的に同一の値となる。
　予熱工程では、２つのレールの端面の全体を接触させ、２秒から５秒間程度通電した後に、レールの端面を１秒から２秒間程度引き離す。接触及び引き離しを２回から１８回程度繰り返す。このとき、２つの端面の全体が接触するので、レールには大電流が流れる。これにより、後期フラッシュ工程の実施に先立って、レールの端面を予熱する。
　後期フラッシュ工程では、前期フラッシュ工程と同様に、まず２本のレールの端面を、電圧を印加させた状態で、隙間を設けて対向させる。次いで、レールの端面を近づけるようにレールを移動させる。これにより２つの端面の間にフラッシュを生じさせる。後期フラッシュ工程の原理は、前期フラッシュ工程と同様である。しかし前期フラッシュ工程とは異なり、後期フラッシュ工程の開始の時点では、レールの端面は平坦化されており、且つ予熱されている。後期フラッシュ工程におけるフラッシュ速度、即ち後期フラッシュ速度は、一般的に、前期フラッシュ工程におけるフラッシュ速度、即ち前期フラッシュ速度より速くなる。また、後期フラッシュ工程におけるフラッシュ長は、前期フラッシュ工程におけるフラッシュ長より長い。
　後期フラッシュ工程により、端面全体が溶融状態とされる。その後のアプセット工程で、レールの端面同士を突き当てて大圧下力を加える。大圧下力により、レールの端面が接合され、溶接レールが作製される。また、アプセット工程の際には、端面の溶融物及び酸化物が、溶接部から押し出されてバリとなる。バリは溶接完了後に除去されることが通常である。
　モバイル式ＦＢ溶接機は、可搬性を重視した設計とされている。そのため、モバイル式ＦＢ溶接機は、固定式ＦＢと比較して変圧器容量が小さく、通電可能な最大電流が小さい。そのため、モバイル式ＦＢ溶接機では、上述した予熱工程において十分な電流を流すことができない。そこで、モバイル式ＦＢ溶接機を用いたＦＢ溶接では、パルスフラッシュ方式が主に採用されている。パルスフラッシュ方式は、予熱フラッシュ方式よりも最大電流が小さいことを特徴とする。
　パルスフラッシュ方式のＦＢ溶接は、前期フラッシュ工程、パルス工程、後期フラッシュ工程、アプセット工程からなる。上述の予熱フラッシュ方式のＦＢ溶接における予熱工程が、パルス工程と置き替えられたものが、パルスフラッシュ方式のＦＢ溶接であると考えることができる。パルス工程では、１秒間に数回の割合（数Ｈｚ）でレールの前進と後退とを繰り返すものであり、レールの接触面積の増加に伴い、電流値を高めることができる溶接方法である。そのため、パルス工程は、レールの予熱方法の一種と言える。ただし、予熱フラッシュ方式における予熱工程と、パルスフラッシュ工程におけるパルス工程とは、保持時間の有無において相違する。
　予熱工程では、一対のレールを強制的に接触させて短絡状態とし、ジュール発熱を生じさせ、これにより端面を加熱する。一対のレールの接触状態は、数秒から数十秒にわたって保持される。従って電流は、図２Ａに示されるように、数秒から数十秒にわたってレールに印加される。予熱工程における電流波形は、ハット型波形と称される場合がある。また、一対のレールを接触させた状態で、電流を間欠的に通電することもある。
　一方でパルス工程では、前進及び後退からなる数Ｈｚのパルスをプラテン送りに重畳させながら、プラテンを移動させる。この際、一対のレールの接触状態は極めて短時間しか維持されない。パルス工程では、一対のレールが接触するとすぐに、レールを引き離すようにプラテンを制御する。ただし、一対のレールが圧着された結果、レールの引き離しが速やかに実施されず、外見的に一対のレールの接触状態が保たれることがある。一対のレールの前進及び後退の際にフラッシングが生じる。フラッシングによって、レールの端面が予熱される。パルス工程における電流波形は、図２Ｂに示されるようなピーク型波形となる。
　なお、一般的なＦＢ溶接では、２本のレールのうち一方を、他方に向けて前進及び後退させるが、２本のレールの両方を互いに接近及び離隔させてもよい。以下、レールの「前進」とは、２本のレールを互いに接近させることを含む概念であり、レールの「後退」とは、２本のレールを互いに離隔させることを含む概念である。
　ただしパルス工程では、レール同士を最大限に前進させた場合でも、端面全体が接触しない場合がある。また、レール同士を離隔させようとしても、端面がくっつき、引き離されない場合がある。また、パルスフラッシュ方式のパルス工程における電流値は、前述の通り、予熱フラッシュ方式の予熱工程の電流値よりも小さい。そのため、パルス工程における積算電流値は、予熱フラッシュ方式の予熱工程における積算電流値と比較し小さい。なお、積算電流値とは、予熱工程又はパルス工程における平均電流値と総通電時間との積であり、予熱工程又はパルス工程における入熱量の指標である。パルス工程における総通電時間とは、パルス工程時間、即ちパルス工程の開始から終了までの時間である。パルス工程における平均電流値とは、パルス工程での電流値の時間積分値を総通電時間で割った値である。予熱工程における総通電時間とは、予熱工程における通電時間の合計値である。図２Ａに示される予熱工程の電流波形図において、電流値が０とされている時間は、総通電時間に含まれない。予熱工程における平均電流値は、電流値の時間積分値を総通電時間で割った値である。
　フラッシュバット溶接レールは、曲げ試験において規格で定められている基準を満足することが求められる。溶接規格として、例えばＡＲＥＭＡ（アメリカ鉄道工学及び保線協会）規格がある。ここでは、破断時のたわみ量は０．７５ｉｎｃｈ以上、破断時の底部応力は１２５０００ｌｂｐ／ｉｎ２以上と定められている。
　パルスフラッシュ方式のＦＢ溶接で溶接されたフラッシュバット溶接レールは、予熱フラッシュ方式のＦＢ溶接と同様に、破断時のたわみ量及び底部応力について、規格を満足させる必要がある。
　曲げ試験において溶接レールが破断する起点は、溶接方式に関わらず、溶接面の酸化物欠陥である場合が多い。大気溶接を行うフラッシュバット溶接において、アプセット工程前の後期フラッシュ工程で生成した酸化物が、アプセット工程で排出されずに溶接継ぎ手内に残る。この酸化物が、溶接レールにおいて酸化物欠陥となり、曲げ試験に関する規格を満足しない原因となる。
　発明者らは、パルスフラッシュ方式のＦＢ溶接によって得られた継手が曲げ試験の規格を満足しない比率は、予熱フラッシュ方式のＦＢ溶接におけるそれと比較して、高いことを確認した。一般的に、溶接時の積算電流を高めることが、曲げ試験における破断時のたわみ量及び底部応力を高めるために有効であることが知られている。しかしながら、パルスフラッシュ方式のフラッシュバット溶接によって得られた継ぎ手には、予熱フラッシュ方式と比較して、積算電流を高めても、曲げ試験における破断時のたわみ量及び底部応力が規格を満足し難いという課題がある。
　さらに、モバイル式ＦＢ溶接機を用いてパルスフラッシュ方式によるＦＢ溶接を行う場合、パルス工程で積算電流を高めるほど、端面同士がくっついて離れなくなり、パルス制御を維持できなくなる課題がある。パルス工程において、端面がくっつく現象は、圧着と呼ばれる。
　レールのフラッシュバット溶接は、主に予熱フラッシュ方式によって行われてきた。従って、予熱フラッシュ方式を用いた溶接方法に関する文献は多く発行されている。その一方で、パルスフラッシュ方式を用いた溶接方法について検討された事例は非常に少ない。
　特許文献１では、入熱効果の大きいアークを得ることを目的に、大断面積高温材のパルスフラッシュ方式を用いた溶接において、前進、後退タイミングを電流値、電力値で定める溶接方法が開示されている。特許文献２では、生産能力を高めることを目的にレールのパルスフラッシュ方式を用いた溶接において、パルス工程全体の開始温度、終了時の溶損量を規定した溶接方法が開示されている。特許文献３には、高ＭｎレールであるＲ２６０レールの組織制御を目的に、パルスフラッシュ方式を用いた溶接において、入熱量を規定した溶接方法が開示されている。非特許文献１では、周波数７～９Ｈｚでのレールのパルスフラッシングに関する最適化された溶接条件が開示されている。
特開２００２－２０５１７５号公報 特開昭５７－５０２８５号公報 中国特許出願公開第１１０６１６３６８号明細書
「ＡＣＣＥＬＥＲＡＴＩＮＧ　ＴＨＥ　ＨＥＡＴＩＮＧ　ＯＦ　ＲＡＩＬＳ　ＤＵＲＩＮＧ　ＦＬＡＳＨ　ＷＷＥＬＤＩＮＧ　ＷＩＴＨ　ＰＵＬＳＥＤ　ＦＬＡＳＨＩＮＧ」Ｓ．Ｉ．ＫＵＣＨＵＫ－ＹＡＴＳＥＮＫＯら、Ｐａｔｏｎ溶接研究所、ウクライナ科学アカデミー、Ａｖｔｏｍ　Ｓｖａｒｋａ　Ｎｏ．４　Ｐａｇｅ．４５－４７（１９７７）
　しかしながら上記の先行技術文献には、フラッシュバット溶接レールの曲げ試験において低たわみ量及び低底部応力での破断を防止する方法、及び、パルス工程における圧着を防止する方法に関する記載はない。
　本発明の課題は、（１）パルスフラッシュ方式のフラッシュバット溶接によって、フラッシュバット溶接レールの曲げ試験時の低たわみ量及び低底部応力での破断を抑制可能であり、且つ、（２）パルス工程中にレールの端面の圧着を防止可能であるフラッシュバット溶接レールの製造方法を提供することである。
　本発明の要旨は以下の通りである。
（１）本発明の一態様に係るフラッシュバット溶接レールの製造方法は、長手方向に沿って並べられた一対のレールの端面の間にフラッシュを生じさせて、これにより前記端面を平坦化する前期フラッシュ工程と、一対の前記レールの前記端面の接触及び引き離しを繰り返し、これにより前記端面を予熱するパルス工程と、一対の前記レールの前記端面の間にフラッシュを生じさせて、これにより前記端面を全体的に溶融させる後期フラッシュ工程と、一対の前記レールの前記端面を突き当てて加圧し、これにより前記レールを接合するアプセット工程と、を備え、前記パルス工程における周波数を１～１０Ｈｚとし、前記パルス工程における最大電流を２．３３～６．９８Ａ／ｍｍ２とし、前記パルス工程における平均電流を０．７０～４．６５Ａ／ｍｍ２とし、前記後期フラッシュ工程における最終フラッシュ速度を０．２～３．４ｍｍ／ｓｅｃとし、前記レールの化学成分が、単位質量％でＣ：０．６０～１．２０％、Ｍｎ：０．１～２．０％、Ｃｒ：０．０１～２．００％、Ｓｉ：０．１０～２．００％、Ａｌ：０．００１～０．５００％、Ｐ：０．０２０％以下Ｓ：０．０２０％以下、Ｎ：０．００３～０．０２０％、Ｖ：０～０．３００％、Ｔｉ：０～０．０５００％、Ｎｂ：０～０．０５０％Ｃｕ：０～１．０００％、Ｎｉ：０～１．００％、Ｃａ：０～０．０２００％、ＲＥＭ：０～０．０５００％、及びＭｏ：０～０．５００％を含有し、残部はＦｅ及び不純物を含み、前記パルス工程において、前記平均電流と通電時間との積である積算電流の、単位ｋＡ・ｓｅｃ／ｍｍ２での上限値を（８×前記周波数－４８０×Ｃ含有量＋１４００）／８６００とし、前記パルス工程において、前記積算電流の単位ｋＡ・ｓｅｃ／ｍｍ２での下限値を（３．５×前記周波数－１８０×Ｃ含有量＋５５×Ｍｎ含有量＋４５×Ｃｒ含有量＋３００）／８６００とする。
（２）上記（１）に記載のフラッシュバット溶接レールの製造方法では、好ましくは、前記パルス工程における最小電流を０．１２Ａ／ｍｍ２以上とする。
（３）上記（１）又は（２）に記載のフラッシュバット溶接レールの製造方法では、好ましくは、前記後期フラッシュ工程のフラッシュ長を５～５０ｍｍとする。
（４）上記（１）～（３）のいずれか一項に記載のフラッシュバット溶接レールの製造方法では、好ましくは、前記レールの前記化学成分が、単位質量％でＶ：０．００１～０．３００％、Ｔｉ：０．０００８～０．０５００％、Ｎｂ：０．００１～０．０５０％、Ｃｕ：０．００５～１．０００％、Ｎｉ：０．０１～１．００％、Ｃａ：０．０００５～０．０２００％、ＲＥＭ：０．０００５～０．０５００％、Ａｌ：０．００１～０．５００％、及びＭｏ：０．００２～０．５００％からなる群から選択される一種以上を含有する。
　本発明に係るフラッシュバット溶接レールの製造方法によれば、（１）パルスフラッシュ方式のフラッシュバット溶接によって、フラッシュバット溶接レールの曲げ試験時の低たわみ量及び低底部応力での破断を抑制可能であり、且つ、（２）パルス工程中にレールの端面の圧着を防止可能であるフラッシュバット溶接レールの製造方法を提供することができる。
前期フラッシュ工程の模式図である。 パルス工程の模式図である。 後期フラッシュ工程の模式図である。 アプセット工程の模式図である。 予熱フラッシュ方式のフラッシュバット溶接における電流値変化の比較図である。 パルスフラッシュ方式のフラッシュバット溶接における電流値変化の比較図である。 フラットスポット最大長さと曲げ破断時の底部応力との関係を示すグラフである。 端面の温度測定場所、及び低温部の評価単位を示す図である。 図４Ａにおける破線で囲まれた矩形領域の拡大図である。 Ｃと、パルス工程直後の端面の平均温度と最低温度の温度差５０℃以上の評価単位の個数の関係を示すグラフである。 Ｍｎと、パルス工程直後の端面の平均温度と最低温度の温度差５０℃以上の評価単位の個数の関係を示すグラフである。 Ｃｒと、パルス工程直後の端面の平均温度と最低温度の温度差５０℃以上の評価単位の個数の関係を示すグラフである。 パルス工程直後の端面の平均温度と最低温度の温度差５０℃以上の評価単位の個数とフラットスポット最大長さの関係を示すグラフである。 周波数とフラットスポット最大長さの関係を示すグラフである。 最大電流とフラットスポット最大長さの関係を示すグラフである。 平均電流とフラットスポット最大長さの関係を示すグラフである。 最大パルス時間比率と後退できなくなる比率の関係を示すグラフである。 Ｃと最大パルス時間比率の関係を示すグラフである。 周波数と最大パルス時間比率の関係を示すグラフである。 最大電流と最大パルス時間比率の関係を示すグラフである。 平均電流と最大パルス時間比率の関係を示すグラフである。 曲げ試験方法を示す模式図である。
　本実施形態に係るフラッシュバット溶接レールの製造方法では、レール１Ａ、１Ｂの化学成分、パルス工程Ｓ２における周波数、最大電流、平均電流、及び積算電流、並びに後期フラッシュ工程Ｓ３における最終フラッシュ速度を最適範囲内とする。即ち、本実施形態に係るフラッシュバット溶接レールの製造方法は、図１Ａ～図１Ｄに示されるように、
（Ｓ１）長手方向に沿って並べられた一対のレール１Ａ、１Ｂの端面の間にフラッシュを生じさせて、これにより端面を平坦化する前期フラッシュ工程と、
（Ｓ２）一対のレール１Ａ、１Ｂの端面の接触及び引き離しを繰り返し、これにより端面を予熱するパルス工程と、
（Ｓ３）一対のレール１Ａ、１Ｂの端面の間にフラッシュを生じさせて、これにより端面を全体的に溶融させる後期フラッシュ工程と、
（Ｓ４）一対のレール１Ａ、１Ｂの端面を突き当てて加圧し、これによりレールを接合するアプセット工程と、
を備える。さらに、本実施形態に係るフラッシュバット溶接レールの製造方法では、パルス工程における周波数を１～１０Ｈｚとし、パルス工程における最大電流を２．３３～６．９８Ａ／ｍｍ２とし、パルス工程における平均電流を０．７０～４．６５Ａ／ｍｍ２とし、後期フラッシュ工程における最終フラッシュ速度を０．２～３．４ｍｍ／ｓｅｃとし、レールの化学成分が、単位質量％でＣ：０．６０～１．２０％、Ｍｎ：０．１～２．０％、Ｃｒ：０．０１～２．００％、Ｓｉ：０．１０～２．００％、Ｐ：０．０２０％以下Ｓ：０．０２０％以下、及びＮ：０．００３～０．０２０％を含有し、残部はＦｅ及び不純物を含み、パルス工程において、平均電流と通電時間との積である積算電流の、単位ｋＡ・ｓｅｃ／ｍｍ２での上限値を（８×周波数－４８０×Ｃ含有量＋１４００）／８６００とし、パルス工程において、積算電流の単位ｋＡ・ｓｅｃ／ｍｍ２での下限値を（３．５×周波数－１８０×Ｃ含有量＋５５×Ｍｎ含有量＋４５×Ｃｒ含有量＋３００）／８６００とする。
　なお、溶接条件には、溶接開始前に予め定められた計画値と、溶接中に測定される実績値とがある。上述の溶接条件は、実績値に基づく。なお、上述の溶接条件には含まれないが、後述する「最大パルス時間比率」は、計画値と実績値との乖離を示す指標である。
　また、図１Ａ～図１Ｄには、レールの柱部に電極を押し付ける溶接方法を例示している。電極は、レールの柱部を両側から挟み込むように配置される。図１Ａ～図１Ｄでは、柱部の手前側に配された電極のみ記載し、柱部奥側に配された電極については記載を省略している。しかしながら、電極を設置する箇所は特に限定されない。レールの頭表面、及び足裏面に電極を押し付けてフラッシュバット溶接を実施してもよい。
　これにより、本実施形態に係る製造方法では、パルス工程中に端面の圧着が生じることなくフラッシュバット溶接を継続できる。さらに、本実施形態に係る製造方法によって得られた継ぎ手、即ちフラッシュバット溶接レールの曲げ試験において、低たわみ量、低底部応力で溶接部が破断することがない。従って、本実施形態に係る製造方法によって得られたフラッシュバット溶接レールの曲げ性能は、レールの溶接規格を満足することができる。
　以下では、まず、上述した本実施形態に係るフラッシュバット溶接レールの製造方法の諸条件の検討過程について、図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。
＜用語の定義＞
　本実施形態に係るフラッシュバット溶接レールの製造方法を説明するに先立ち、用語の定義を述べる。
　レール：溶接母材となる、溶接前のレールを意味する。
　フラッシュバット溶接レール（溶接レール／ｗｅｌｄｅｄ　ｒａｉｌ）：フラッシュバット溶接によって製造された、２以上のレールを溶接して得られたレールを意味する。フラッシュバット溶接レールは、母材部と溶接部とを備え、母材部は、溶接前のレールと同じ化学成分及び組織を有する。
　圧着：事前に定められた周波数のレール前進及び後退制御において、突き合せられた２本のレールの端面（溶接面）がくっつき離れなくなること、もしくは端面が離れにくくなり、レールが後退するのに要する時間が事前に定められた時間と比較して長くなることを意味する。
　酸化物欠陥：大気溶接を行うフラッシュバット溶接において、後期フラッシュ工程で生成した酸化物がアプセット工程で排出されずに溶接継ぎ手内に残ったものを意味する。溶接継ぎ手の曲げ試験、及び疲労試験などにおいて、破断の起点となる場合が多い。
　積算電流：パルスフラッシュ方式のフラッシュバット溶接のパルス工程、又は予熱フラッシュ方式のフラッシュバット溶接の予熱工程における、平均電流と総通電時間との積を意味する。積算電流は、パルス工程又は予熱工程における入熱量の指標となる。
　１パルス：パルス工程における、１回のレールの前進及び後退を意味する。
　計画パルス時間：溶接前に定められた、１回のパルスの実施に要する時間の計画値を意味する。
　実績パルス時間：溶接の際の電流波形の実測値から測定される、１回のパルスの実施に要する時間の実績値を意味する。パルス工程においては、一対のレールが圧着されて、レールの引き離しが速やかに実施されない場合がある。従って、計画パルス時間と実績パルス時間とは必ずしも一致しない。
　最大実績パルス時間：複数のパルスを有するパルス工程における、実績パルス時間の最大値である。
　最大パルス時間比率：最大実績パルス時間を、計画パルス時間で割った値であり、計画値と実績値との乖離を示す指標である。最大パルス時間比率が１００％の場合、所定の時間でレールが前進、後退したことを示す。
＜溶接方法の説明＞
　本実施形態に係るフラッシュバット溶接レールの製造方法を検討する際には、パルスフラッシュ方式のモバイル式ＦＢ溶接機を用いて溶接を行った。溶接機はプラッサー社製のモバイル式ＦＢ溶接機を用いた。しかし、このことは本実施形態に係る製造方法を実施するための溶接機種を限定するものではない。
　パルスフラッシュ方式のフラッシュバット溶接は、前述の通り、前期フラッシュ工程Ｓ１、パルス工程Ｓ２、後期フラッシュ工程Ｓ３、及びアプセット工程Ｓ４を有する。
　図１Ａに示される前期フラッシュ工程Ｓ１では、長手方向に並べられた一対のレールの端面の間に隙間を設け、電圧を印加させた状態で２本のレールを互いに近づけるように移動させ、これにより端面の間にフラッシュを生じさせる。前期フラッシュ工程の開始の際には、端面は平坦ではないことが通常である。そのため前期フラッシュ工程では、端面の間に局所的に短絡電流が流れ、抵抗発熱により急速に加熱され溶融に至る。そして、端面の間は溶融金属で橋絡される。この橋絡部では、アークが発生する。アークは、溶融金属の一部を飛散させるとともに、輻射熱で端面を加熱する。前期フラッシュ工程では、これらの現象が連続的に繰り返される。これにより、レールの端面が平坦化される。
　溶融金属の飛散により、レールが消耗するため、レールを近づけるように移動させる必要がある。このときのレールの前進速度をフラッシュ速度といい、移動させた量をフラッシュ長という。レールの一方のみを移動させた場合、この移動させたレールの移動量をフラッシュ長とみなす。また、両方のレールを互いに近づけるように移動させた場合、両方のレールの移動量の合計値をフラッシュ長とみなす。パルス工程Ｓ２、後期フラッシュ工程Ｓ３、及びアプセット工程Ｓ４においても、レールの移動量は上述の方法で特定される。以下、便宜上、レールの端面を互いに近づけることを「前進」と記載し、レールの端面を互いに遠ざけることを「後退」と記載する。
　図１Ｂに示されるパルス工程Ｓ２では、レールの前進及び後退を、数Ｈｚの周波数で繰り返し行う。これにより、一対のレールの端面の接触及び引き離しが、繰り返し実施される。これにより、端面は予熱される。レールを前進させたときに、端面の接触面積は最大となり、レールを後退させると、端面の接触面積は０またはこれに近い小さい値となる。端面の接触面積に比例して、電流は増大する。従って、パルス工程では、電流の増大及び減少が繰り返される。２つの端面が完全に引き離される場合は、電流はゼロとなる。
　図１Ｃに示される後期フラッシュ工程Ｓ３では、一対のレールの端面の間にフラッシュを生じさせる。後期フラッシュ工程の原理は前期フラッシュ工程と同じである。ただし、後期フラッシュ工程においてレールを前進させる速度、即ち後期フラッシュ速度は、一般的に、前期フラッシュ工程におけるフラッシュ速度、即ち前期フラッシュ速度よりも速い。また、一般的に、後期ｓフラッシュ長は前期フラッシュ工程より長い。また、前期フラッシュ工程は、端面を平坦化させた段階で次のパルス工程に移行するが、後期フラッシュ工程は、端面を全体的に溶融させた段階で次のアプセット工程に移行する。
　図１Ｄに示されるアプセット工程Ｓ４では、後期フラッシュ工程Ｓ３によってレールの端面全体を溶融状態にした後に、大荷重をレールに加える。これによりレールの端面が接合され、フラッシュバット溶接レールが作成される。また、アプセット工程Ｓ４では、端面の溶融金属が溶接部の外部に排出されてバリ３となる。バリ３を除去する工程を、本実施形態に係る製造方法がさらに備えてもよい。
＜レール素材について＞
　レール素材は、ＡＲＥＭＡ　Ｃｈａｐｔｅｒ　４　“Ｒａｉｌ”、ＵＩＣ８６０－Ｒに規定されているように、Ｃを０．６０～０．８６質量％含有する共析組成又は過共析組成のレール鋼が一般的である。また最近では、フラッシュバット溶接レールの耐摩耗性を一層向上させるために、さらにＣを高めたレール鋼も普及しつつある。また、フラッシュバット溶接レールが用いられる路線における貨車重量に応じて、フラッシュバット溶接レールの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、剛性が高く、断面サイズの大きいレールが採用される。
＜曲げ試験における低たわみ量、低底部応力の原因と酸化物の生成機構について＞
　フラッシュバット溶接レールに曲げ試験を実施することにより形成される破面には、脆性破面とは明らかに異なる、表面に凹凸のない部位（”フラットスポット”という）が一つ又は複数個存在し、これを目視で確認することができる。フラットスポットを分析すると、これがＭｎ、Ｃｒなどの酸化物の集合体を含んでいることがわかる。従って、このフラットスポットは酸化物欠陥の一種である。フラットスポットは、曲げ試験におけるたわみ量、及び底部応力を低下させる原因となることが知られている。
　フラッシュバット溶接レールが低たわみ量、低底部応力で破断する場合、破断の起点は、溶接方式に関わらず溶接面の酸化物欠陥である場合が多い。大気溶接を行うフラッシュバット溶接において、アプセット工程前の後期フラッシュ工程で生成した酸化物が、アプセット工程で排出されずに溶接継ぎ手内に残った場合、この酸化物が酸化物欠陥となる。そして、酸化物欠陥が、曲げ試験においてたわみ量、底部応力が規格を満足しない原因となる。
＜フラットスポット最大長さと、曲げ時の底部応力との関係：曲げ破断応力の低下の原因の説明＞
　フラットスポット最大長さと、曲げ時の底部応力との関係を図３に示す。底部応力は、一つ又は複数個あるフラットスポットの最大長さの影響を受ける。フラットスポットの最大長さの増加に伴い、フラッシュバット溶接レールの曲げ破断応力は低下する傾向を示す。フラットスポットの最大長さが１２ｍｍを超えると、曲げ時の底部破断応力は著しく低下し、溶接規格を満たさなくなることを本発明者らは明らかにした。そのため、フラッシュバット溶接レールの曲げ時の底部応力が規格を満足するには、最大フラットスポット長さを１２ｍｍ以下にする必要があることを明らかにした。なお今回はフラットスポット最大長さと曲げ時の底部応力との関係を提示したが、フラットスポット最大長さとたわみ量との関係においても、同様な結果が得られた。
＜曲げ性能改善対策の一般的な考え方と、この対策をパルスフラッシュ方式のフラッシュバット溶接へ適用した結果＞
　フラッシュバット溶接レールの曲げ試験において、破断時のたわみ量、及び底部応力を高めるためには、固定式ＦＢ溶接機を用いる場合には、溶接時の積算電流を高め、後期フラッシュ工程の開始前に端面全体の温度を高くすることが有効であることが知られている。これにより、後期フラッシュ工程で生成した酸下物をアプセット工程で排出させやすくすることができる。しかしながら、パルスフラッシュ方式のフラッシュバット溶接においては、積算電流を高めても、破断時のたわみ量、及び底部応力が規格を満足しない場合があった。
＜パルスフラッシュ方式のフラッシュバット溶接で、一般的な曲げ性能改善対策による効果が得られなかった想定理由＞
　そこで発明者らは検討を重ねた結果、パルスフラッシュ方式のフラッシュバット溶接において積算電流を高めても、低たわみ量、低底部応力での破断が生じる原因を調査した。具体的には、パルスフラッシュ方式のフラッシュバット溶接におけるフラットスポットの生成機構を調査した。その結果、下記の知見を得た。
　パルスフラッシュ方式のフラッシュバット溶接において積算電流を高めても、曲げ試験における破断時のたわみ量、及び底部応力が規格を満足しない場合がある理由は、パルス工程において端面に温度が十分に上がりにくい部位があるためである。より詳細に説明すると、レールの化学成分において酸化物が生成しやすい合金成分が多い場合、パルス工程で端面に酸化物が生成しやすい。当該酸化物が生成した部位では、電流が著しく流れにくく、温度が上昇しづらい。即ち、端面における酸化物が生成した部位は、パルス工程によっても十分に予熱することができない。そのために、パルス工程において酸化物が生成した部位の温度は、後期フラッシュ工程でも十分に上がらない。そして、後期フラッシュ工程で生成した酸化物が、アプセット工程で排出され難くなる。これにより、パルス工程において酸化物が生成した部位が酸化物欠陥（フラットスポット）となりやすい。その結果、フラッシュバット溶接レールの曲げ試験において、低たわみ、低底部応力で破断が生じると本発明者らは考える。なお、パルス工程で生成した酸化物は、その後の後期フラッシュ工程においてその大半は溶鋼とともに飛散すると本発明者らは考える。従って、フラットスポットを形成する酸化物は、パルス工程で生成した酸化物ではなく、後期フラッシュ工程で生成した酸化物であると推定される。
＜酸化物起因で生じる、曲げ試験における低たわみ量及び低底部応力での破断への対策の考え方＞
　パルスフラッシュ方式のフラッシュバット溶接によって得られるフラッシュバット溶接レールの曲げ試験で、たわみ量、及び底部応力が規格を満足するためには、パルスフラッシュ方式特有の工程であるパルス工程の入熱影響因子と、フラットスポットとの関係を明らかにすることが有効であると本発明者らは考えた。入熱影響因子とは、積算電流、最大電流、平均電流、周波数などである。さらに、端面における酸化物が生成した部位の温度低下を防止するために、レール成分とフラットスポットとの関係を明らかにすることが有効であると発明者らは考えた。
　発明者らは検討の結果、パルスフラッシュ方式のフラッシュバット溶接によって得られたフラッシュバット溶接レールにおける、低たわみ量、及び低底部応力での破断への対策として、今回、下記の知見を得た。なお、下記の知見を得るための検討は、以下の条件で実施した。Ｃは０．９質量％、Ｍｎは１．０質量％、Ｃｒは０．５質量％の化学成分であり、且つ１ｍ当たりの重量６７ｋｇのレールを、溶接母材として用いた。レールの断面積は８６００ｍｍ２であった。積算電流は５００ｋＡ・ｓｅｃ（０．０６ｋＡ・ｓｅｃ／ｍｍ２）、最大電流は３００００Ａ（３．４９Ａ／ｍｍ２）、平均電流は１８０００Ａ（２．０９Ａ／ｍｍ２）、周波数は５Ｈｚの基本条件で、パルスフラッシュ方式のフラッシュバット溶接を行った。
＜パルス条件、及び成分条件による酸化物の抑制機構の説明＞
（成分の個別の影響について）
　発明者らは、フラッシュバット溶接レールの曲げ性能、及びフラットスポット最大長さに及ぼすレールの化学成分の影響を調査して、下記の知見を得た。化学成分の影響により、パルス工程において端面に酸化物が発生すると、酸化物が発生した部位の温度は低い。一方で、酸化物が生成していない部位の温度は高い。そのため、端面内で温度差が生じる。この温度差の影響が、後期フラッシュ工程、及びアプセット工程でも継続し、パルス工程の完了後に温度の低い部位では、後期フラッシュ工程で生成した酸化物がアプセット工程で排出され難くなる。これが、フラットスポット（酸化物欠陥）が生成する原因となる。そして、曲げ試験において、低底部応力で破断が生じる。そこで、化学成分が曲げ試験に及ぼす影響を評価するために、“パルス工程の終了後の端面における低温部の個数”を指標として用いた。なおパルス工程の終了後の端面における低温部の個数は、パルス工程の終了直後に端面を引き離して測定した。また、パルス工程時に端面に生成した酸化物は、後期フラッシュ工程の溶鋼の飛散とともに、外部に排出されると考える。
　（端面の温度計測方法）
　温度を測定するために用いる機器は、例えばサーモビュアー（物体表面の温度分布を非接触で測定する温度計）がある。サーモビュアーの必要な検出画素数は、横方向３２０画素以上、縦方向２４０画素以上とする。測定対象は、レールの高さ方向の中立線より下側の範囲とする。溶接レールの曲げ試験において、引張の応力が働くのは、中立線より下側であるため、当該範囲の温度を測定することによって、当該範囲に存在する酸化物を評価する必要があると考えられた。
　ただし、端面の外周、及びその内側２ｍｍは低温部の評価対象外とする。なぜなら、端面の外周、及びその内側２ｍｍの範囲は、周囲の空気により冷却されるので、酸化物の生成の有無に関わらず、温度が低いからである。また、端面の外周及びその近傍における溶融金属は、アプセット工程で外部に排出されやすいので、仮に当該範囲に後期フラッシュ工程で酸化物が発生しても、アプセット工程にて排出され無害化されると考えられた。
　温度計測は、パルス工程の終了直後に端面を引き離し、端面のうち、高さ方向の中立線より下側の範囲の温度を、サーモビュアーで計測することにより実施した。このとき、端面において１画素に対応する領域の長さが、横方向、縦方向ともに０．５ｍｍ以下になるように、サーモビュアーと端面との間の距離を調整した。具体的には、サーモビュアーの横方向の視野の幅と、レールの足部の幅とを合わせるように、距離を調整した。なお、レール底面と、サーモビュアーの画像の底辺とが平行であることが好ましい。
（低温部の評価方法）
　図４Ａ及び図４Ｂに示すように、サーモビュアーにより測定された温度データの評価においては、幅方向１０ｍｍ×高さ方向２ｍｍの範囲を、１つの評価単位とした。そして、この評価単位を複数の所定の位置に配置し、それぞれにおける温度データを用いて評価した。図４Ａはレール端面の概略図であり、図４Ｂは、レール端面のうち、高さ方向の中立線より下側の範囲の概略図である。図４Ａにおける破線で囲まれた矩形領域が、図４Ｂである。図４Ａ及び図４Ｂにおいて、符号Ａが付された一点鎖線はレール端面の幅方向中心であり、符号Ｂが付された実線はレール端面の下端、即ちレールの足裏面であり、符号Ｏが付された領域は測定除外領域である。図４Ｂにおいて、符号Ｃ１が付された×印は、１つめの評価単位の中心であり、符号Ｅ１が付された破線によって囲まれた、幅１０ｍｍ及び高さ２ｍｍの矩形領域は、１つめの評価単位である。符号Ｅ２及び符号Ｃ２は、２つめの評価単位、及びその中心である。
　評価単位の形状は、上述の通り、レールの端面の幅方向に沿って１０ｍｍ、及び高さ方向に沿って２ｍｍの矩形形状とした。
　評価単位の位置については、以下の通りとした。まず、１つめの評価単位Ｅ１の中心Ｃ１を、レールの端面の幅方向中心Ａ上、且つレール足裏面Ｂから上方３ｍｍの位置に配置した。次に、１つめの中心Ｃ１を基準として、幅方向に２ｍｍピッチ、高さ方向に２ｍｍピッチの各点を、２つめ以降の評価単位の中心の位置とした。図４Ｂに記載されている、Ｃ１以外の×印が、２つめ以降の評価単位の中心の位置である。参考のために、２つめの評価単位Ｅ２も図４Ｂに記載した。ただし、３つめ以降の評価単位は省略した。なお、各評価単位は、幅方向端部において互いに重なり合うことになる。また、図４Ｂには評価位置の中心の位置を９個だけ記載し、１０個め以降の記載は省略した。
　サーモビュアーによる温度測定結果を、各評価単位において切り出す。そして、各評価単位内の平均温度とその最低温度との温度差を求めた。ただし、評価単位の範囲内に、上記測定対象から除外する条件（レール外周部及びその内側２ｍｍ）を含む場合、その評価単位は評価対象から除外する。
　このようにして各評価単位における平均温度と最低温度を計算し、これらの温度差が５０℃を上回った評価単位を「パルス工程の終了後の端面における低温部」とみなし、その個数を数えた。高温の酸化物は、非伝導体に近い性質と推測され、電流が極めて流れにくい。そのために、酸化物が存在する領域は温度上昇し難いと考えられる。そのため各評価単位において平均温度と最低温度との差が５０℃を超えた場合、酸化物欠陥が評価単位内に生じていると判断した。なお、データのばらつきを考慮して、同じ化学成分を有するレールで３回の溶接を行い、平均温度と最低温度との温度差が５０℃を上回った評価単位の点数が最大となった時のデータを、以下に説明する種々の評価において採用した。
（レールのＣ量と、パルス工程直後の端面の平均温度と最低温度との温度差５０℃以上の評価単位の個数との関係：ｂ）
　種々のＣ量を適用したレールを溶接し、前述の通り、パルス工程の完了直後に端面を引き離し、サーモビュアーを用いて端面の温度を計測し、各評価単位における平均温度と最低温度との温度差を求めた。この時のＣ量と、温度差が５０℃以上となった評価単位の個数との関係を図５に示す。レールのＣ量が０．６質量％以上の範囲では、Ｃ量の低下に伴い、温度差が５０℃以上となった評価単位の個数は増加するが、その増加の割合は小さい。このことより、レールのＣ量は０．６質量％以上とする。さらに曲げ性能を高めるためには、好ましくは、レールのＣ量は０．７質量％以上とする。
　一方、レールのＣ量が０．６質量％を下回ると、温度差５０℃以上の評価単位の個数は著しく増加することを本発明者らは明らかにした。レールのＣ量が０．６質量％を下回ると温度差５０℃以上の評価単位の個数が増加する理由は、Ｃは還元性の高い元素であり、Ｃ量の減少に伴い酸化物が生成しやすくなり、酸化物の生成個数が増加するからであると推定される。さらに前述の通り、酸化物は著しく電流が流れにくいため、酸化物が生じない部位と酸化物が生じた部位との間には温度差が生じやすく、温度差の大きい評価単位の個数が増加したと考える。その傾向が、Ｃ量が０．６％未満の範囲で顕著になったと考える。
（レールのＭｎ量と、パルス工程直後の端面の平均温度と最低温度との温度差５０℃以上の評価単位の個数との関係：ｃ）
　種々のＭｎ量を適用したレールを溶接し、前述の通り、パルス工程の完了直後に端面を引き離し、サーモビュアーを用いて端面の温度を計測し、各評価単位における平均温度と最低温度との温度差を求めた。この時のＭｎ量と、温度差が５０℃以上となった評価単位の個数との関係を図６に示す。レールのＭｎ量が２．０質量％以下の範囲では、Ｍｎ量の増加に伴い、温度差が５０℃以上となった評価単位の個数は増加するが、その増加の割合は小さい。一方、Ｍｎ量が２．０質量％を上回ると、温度差５０℃以上の評価単位の個数は著しく増加することを本発明者らは明らかにした。このことより、レールのＭｎ量は２．０質量％以下とする。さらに曲げ性能を高めるためには、好ましくはレールのＭｎ量は１．５質量％以下とする。
　レールのＭｎ量が２．０質量％を上回ると温度差５０℃以上の評価単位の個数が増加する理由は、Ｍｎは酸化性の高い元素であり、Ｍｎ量の増加に伴い酸化物が生成しやすくなり、酸化物の生成個数が増加するからであると推定される。さらに前述の通り、酸化物は著しく電流が流れにくいため、酸化物が生じない部位と酸化物が生じた部位との間には温度差が生じやすく、温度差の大きい評価単位の個数が増加したと考える。その傾向が、Ｍｎ量が２．０％超の範囲で顕著になったと考える。
（レールのＣｒ量と、パルス工程直後の端面の平均温度と最低温度との温度差５０℃以上の数との関係：ｄ）
　種々のＣｒ量を適用したレールを溶接し、前述の通り、パルス工程の完了直後に端面を引き離し、サーモビュアーを用いて端面の温度を計測し、各評価単位における平均温度と最低温度との温度差を求めた。この時のＣｒ量と、温度差が５０℃以上となった評価単位の個数との関係を図７に示す。レールのＣｒ量が２．０質量％以下の範囲では、Ｃｒ量の増加に伴い、温度差が５０℃以上となった評価単位の個数は増加するが、その増加の割合は小さい。一方、Ｃｒ量が２．０質量％を上回ると、温度差５０℃以上の評価単位の個数は著しく増加することを本発明者らは明らかにした。このことより、レールのＣｒ量は２．０質量％以下とする。さらに曲げ性能を高めるためには、好ましくはレールのＣｒ量は１．３質量％以下とする。
　レールのＣｒ量が２．０質量％を上回ると温度差５０℃以上の評価単位の個数が増加する理由は、Ｃｒは酸化性の高い元素であり、Ｃｒ量の増加に伴い酸化物が生成しやすくなり、酸化物の生成個数が増加するからであると推定される。さらに前述の通り、酸化物は著しく電流が流れにくいため、酸化物が生じない部位と酸化物が生じた部位との間には温度差が生じやすく、温度差の大きい評価単位の個数が増加したと考える。その傾向が、Ｃｒ量が２．０％超の範囲で顕著になったと考える。
（パルス工程直後の端面の平均温度と最低温度との温度差５０℃以上の評価単位数と、フラットスポット最大長さとの関係：ｏ）
　図５～図７に示される、化学成分と温度差５０℃以上の評価単位の個数との関係の評価においては、パルス工程の完了後に温度測定を行ったので、後期フラッシュ工程及びアプセット工程は実施されなかった。本発明者らは、温度差５０℃以上の評価単位の個数がフラッシュバット溶接レールに及ぼす影響を確認するために、上述の評価における溶接条件を用いながら、種々のレールに対して後期フラッシュ工程、及びアプセット工程を行い、種々のフラッシュバット溶接レールを製造した。溶接後に、加速冷却及び再加熱などの熱処理は行われなかった。そして、種々の継手におけるフラットスポット最大長さを測定し、これにより、温度差５０℃以上の評価単位の個数と、フラットスポット最大長さとの関係を評価した。評価結果を図８に示す。平均温度と最低温度の温度差５０℃以上となる評価単位数が１０個未満の場合、フラットスポット最大長さは３ｍｍ程度の小さい値となった。一方、温度差５０℃以上となる評価単位数が１０個以上である場合、急激にフラットスポット最大長さは大きくなった。また平均温度と最低温度の温度差５０℃以上となる評価単位数が４０個を超えると、最大フラットスポット長さは２１ｍｍ程度で飽和する傾向を示した。
　図８より、フラットスポット最大長さが１２ｍｍとなるのは、平均温度と最低温度の温度差５０℃以上となる評価単位の数が２０個の場合であると推定された。そのため、曲げ試験時の規格を満足するには図５～図７で示したように、平均温度と最低温度の温度差５０℃以上となる評価単位の個数が２０個以下になるように、レールのＣ、Ｍｎ、Ｃｒの含有量を選択する必要がある。具体的には、Ｃ量の範囲は０．６質量％以上とし、Ｍｎ、Ｃｒ量の範囲は２．０質量％以下とする。さらに曲げ性能を高めるためには、好ましくはＣ量の範囲は０．７質量％以上であり、Ｍｎ量は１．５質量％以下であり、Ｃｒ量は１．３質量％以下とする。
（パルス工程の周波数とフラットスポット最大長さの関係：ｅ）
　パルス工程における周波数が大きすぎると、１パルス（１回のレールの前進、後退）当たりの通電時間が短くなる。そのため、１パルス当たりの温度上昇量が小さくなり、端面の温度が低くなる。そして、後期フラッシュ工程でも温度が十分に高くならず、後期フラッシュ工程で生成した酸化物がアプセット工程で排出され難くなり、酸化物欠陥（フラットスポット）が形成されやすくなる。そのため、パルス工程における周波数が大きすぎると、フラッシュバット溶接レールの曲げ試験において、低たわみ、低底部応力での破断が生じると考える。
　周波数とフラットスポット最大長さの関係を図９に示す。周波数の増加に伴い、フラットスポット最大長さは増加する傾向を示した。フラットスポット最大長さが１２ｍｍとなるのは周波数が１０Ｈｚであることがわかった。そのため周波数の範囲は１０Ｈｚ以下とする。さらに曲げ性能を高めるためには、好ましくは周波数の範囲は８Ｈｚ以下、７Ｈｚ以下、又は６Ｈｚ以下とする。なおこのときのレールの断面積は８６００ｍｍ２であり、積算電流は５００ｋＡ・ｓｅｃ（０．０６ｋＡ・ｓｅｃ／ｍｍ２）、最大電流は３００００Ａ（３．４９Ａ／ｍｍ２）、平均電流は１８０００Ａ（２．０９Ａ／ｍｍ２）、Ｃ量は０．９質量％、Ｍｎ量は１．０質量％、Ｃｒ量は０．５質量％である。
（パルス工程の積算電流及び周波数、並びにレールの化学成分と、フラットスポットとの関係：ｆ）
　フラットスポット最大長さは、Ｃ量、Ｍｎ量、Ｃｒ量の相互の影響を強く受けることがこれまでの検討によりわかった。また周波数の影響を強く受けることを把握した。さらに、発明者らの調査によると、Ｃ量、Ｍｎ量、Ｃｒ量、周波数に応じて積算電流を制御することで、フラットスポット長さが変化することを明らかにし、これらを関数として、フラットスポット最大長さが１２ｍｍ以下となる範囲を積算電流の式（２）で求めた。
　積算電流下限＝３．５×周波数－１８０×Ｃ％＋５５×Ｍｎ％＋４５×Ｃｒ％＋３００・・式（２）
　なお、式（２）においてＣ％、Ｍｎ％、及びＣｒ％は、それぞれ単位質量％でのレールのＣ量、Ｍｎ量、及びＣｒ量である。式（２）においてＣ量は０．６質量％以上、Ｍｎ量は２．０質量％以下、Ｃｒ量は２．０％質量以下、周波数は１Ｈｚ以上の範囲である。
　（パルス工程の最大電流とフラットスポット最大長さとの関係：ｇ）
　パルス工程の最大電流と、フラットスポット最大長さとの関係を図１０に示す。最大電流の低下に伴い、フラットスポット最大長さは増加する傾向を示した。フラットスポット最大長さが１２ｍｍとなるのは、最大電流が２．３３Ａ／ｍｍ２であることがわかった。そのためパルス工程の最大電流は２．３３Ａ／ｍｍ２以上とする。さらに曲げ性能を高めるためには、好ましくは、パルス工程の最大電流は２．９１Ａ／ｍｍ２以上とする。
　最大電流低下に伴いフラットスポット最大長さが大きくなる理由は、前述の通り、パルス工程での積算電流が少ないため、後期フラッシュ工程で端面の温度が十分に高くならず、後期フラッシュ工程で生成した酸化物が、アプセット工程で排出され難かったためと考える。なおこのときのレールの断面積は８６００ｍｍ２であり、積算電流は５００ｋＡ・ｓｅｃ（０．０６ｋＡ・ｓｅｃ／ｍｍ２）、平均電流は１８，０００Ａ（２．０９Ａ／ｍｍ２）、Ｃ量は０．９質量％、Ｍｎ量は１．０質量％、Ｃｒ量は０．５質量％である。
（パルス工程の平均電流と、フラットスポット最大長さとの関係：ｈ）
　パルス工程の平均電流と、フラットスポット最大長さとの関係を図１１に示す。平均電流の低下に伴い、フラットスポット最大長さは増加する傾向を示した。フラットスポット最大長さが１２ｍｍとなるのは平均電流が６，０００Ａ（０．７０Ａ／ｍｍ２）であることがわかった。そのためパルス工程の平均電流の範囲は０．７０Ａ／ｍｍ２以上とする。さらに曲げ性能を高めるためには、好ましくは、パルス工程の平均電流の範囲は１．７４Ａ／ｍｍ２以上とする。
　パルス工程の平均電流低下に伴いフラットスポット最大長さが大きくなる理由は、前述の通り、パルス工程での積算電流が少ないため、後期フラッシュ工程で端面の温度が十分に高くならず、後期フラッシュ工程で生成した酸化物がアプセット工程で排出され難かったためと考える。なお、このときのレールの断面積は８６００ｍｍ２であり、積算電流は５００ｋＡ・ｓｅｃ（０．０６ｋＡ・ｓｅｃ／ｍｍ２）、最大電流は３００００Ａ（３．４９Ａ／ｍｍ２）、Ｃは０．９質量％、Ｍｎは１．０質量％、Ｃｒは０．５質量％である。
＜パルス工程における圧着の発生機構について＞
　事前に定められた周波数で行われるレールの前進及び後退の制御において、突き合せられた２本のレールの端面（溶接面）がくっつき離れなくなること、もしくは端面が離れにくくなり後退するのに要する時間が事前に定められた時間と比較して長くなることを、圧着と呼ぶ。一般的に、端面への積算電流が過剰に多く、これにより端面の温度が著しく高くなる場合に、圧着が生じやすくなる。
　固定式ＦＢ溶接機を用いて行われる予熱フラッシュ方式のフラッシュバット溶接の場合、予熱工程における積算電流を多くしても、予熱工程で圧着は生じなかった。固定式ＦＢ溶接機による予熱工程では、面全体を接触させて大電流を流す。そのため、端面間の凹凸は押しつぶされて平坦になるか、もしくは小さい。その結果、端面全体が概略均等に加熱され、部分的な過加熱は生じず、従って圧着が生じなかったと考える。端面全体が概略均等に加熱される当該現象は、積算電流の大小に関わらず、同様に生じると考える。
　発明者らは、パルス工程における圧着の発生について、下記の知見を得た。
・パルス工程において、積算電流（最大電流、平均電流）が大きい場合に、端面への入熱量が大きくなる。端面の温度が高くなった結果、圧着が生じやすい。
・パルス工程において周波数が小さいと、１回の前進時における高温となる時間が長くなり、端面の温度上昇量が大きくなった結果、圧着が生じやすい。
・予熱フラッシュ方式のフラッシュバット溶接の予熱工程とは異なり、パルスフラッシュ方式のフラッシュバット溶接のパルス工程では、レールの前進及び後退を繰り返すなかで、最大限レールが前進した場合でも端面すべてが接触するわけではなく、部分的な接触にとどまる。このことが、圧着の生成に大きく影響を及ぼす。とくに、端面内に部分的に電気抵抗の高い部位が存在すると、当該部におけるジュール発熱が高くなり、当該部及びその周辺部の温度が高くなる。その結果、圧着が生じやすい。
　具体的には、パルス工程における端面は、パルス工程以前の溶融金属の飛散の影響を受けており、完全に平坦ではなく、無数の凹凸がある。レールの前進に伴い、先ず凸部が接触し、ジュール発熱により加熱され高温になる。そのため、端面の温度は不均一であり、端面のうち部分的に溶融する領域がある。レールの後退時において、当該溶融部は、温度低下に伴い凝固する。凝固する直前に、合金元素が固相から液相に排出され、合金元素の濃化域が生じることが知られている。例えば、Ｃは平衡分配係数が０．２と小さい。パルス工程中に、端面のうち部分的に液相になった部位が凝固して固相となる際に、固相から液相にＣが吐き出され、Ｃの濃化が生じる。０．９％Ｃのレールの場合、端面の一部においてＣが約４．５質量％程度まで濃化し、黒鉛として析出すると想定される。
　黒鉛の高温時、例えば１２００℃における電気抵抗率は８．４μΩ・ｍ程度であることが知られている（東洋炭素（株）西本ら”直接通電による黒鉛材料の高温抵抗率変化率測定装置”、２０１５）。一方、レール鋼の高温時、例えば１２００℃における電気抵抗率は２．１μΩ・ｍ程度である。これは、黒鉛の電気抵抗率の１／４程度であることを発明者らは見出した。このように、高温時の黒鉛の電気抵抗は、レール鋼の電気抵抗と比較し極めて大きい。そのため、黒鉛部におけるジュール発熱量はレール鋼と比較し大きく、黒鉛部及びその近傍の温度が高くなった結果、圧着が生じやすいと考える。
　なお、固定式ＦＢ溶接機を用いる予熱フラッシュ方式のフラッシュバット溶接の予熱工程でも、端面が溶融することで合金元素が端面に排出され、電気抵抗が高くなる場合がある。しかしながら、予熱フラッシュ方式の場合、端面全体が接触し、溶融する。そのため、凝固時の合金元素の排出により、端面全体で濃化が生じる。さらに、次の予熱のためにレールが前進し、端面が接触した際に、溶鋼の飛散と同時に当該濃化部も外部に排出される。そのため、予熱フラッシュ方式のフラッシュバット溶接では濃化の影響は小さいと推定される。そのため、予熱フラッシュ方式の予熱工程では、パルスフラッシュ方式のパルス工程と比較し圧着が生じにくいと発明者らは考えた。
＜パルス工程における圧着対策の考え方＞
　レールの前進及び後退制御における力（油圧）が固定式ＦＢ溶接機と比較して小さい、パルスフラッシュ方式のフラッシュバット溶接において、パルス工程における圧着防止のためには、パルスフラッシュ方式固有の対策が必要と本発明者らは考えた。具体的には、圧着対策として、端面の温度過上昇を防止するために、パルス工程の入熱影響因子（最大電流、平均電流、積算電流、周波数など）と圧着の関係を明らかにすること、さらに電気抵抗の高い部位における温度過上昇を防止するために、レール成分の化学成分と圧着の関係を明らかにすることが有効であると発明者らは考えた。
＜パルス条件、及び成分条件による圧着抑制機構の説明＞
　最大パルス時間比率と、パルス工程において前進した後に後退できなくなる比率との関係を図１２に示す。最大パルス時間とは、上述されたように、実績パルス時間の最大値である最大実績パルス時間を、溶接前に定められたパルス時間の計画値である計画パルス時間で割った値である。最大パルス時間は、計画値と実績値との乖離を示す指標である。
　最大パルス時間比率が３００％を超えると、後退できなくなる比率が著しく増加する。そのため、最大パルス時間比率は３００％以下とする必要がある。パルス条件、成分条件を最適化することにより、最大パルス時間比率の範囲を３００％以下にすることが、圧着抑制には重要である。
（レールのＣ量と、最大パルス時間比率との関係：ｊ）
　レールのＣ量と、パルス工程における最大パルス時間比率との関係を図１３に示す。Ｃ量の増加に伴い、最大パルス時間比率は増加する傾向を示す。最大パルス時間比率が３００％となるのは、Ｃ量が１．２質量％の時である。そのためＣ量は１．２質量％以下とする。さらに圧着の発生を抑制するには、好ましくはＣ量の範囲は１．１質量％以下とする。
　Ｃ量が高い場合に最大パルス時間比率が大きくなる理由は、下記と考えた。前述の通り、レールの前進時に、端面が部分的に高温になり溶融する場合がある。レールの後退に伴い、端面の温度が低下し、溶融部が凝固する。この凝固する直前に、固相から液相にＣが排出され、Ｃの濃化域が部分的に発生し、Ｃが黒鉛として析出する。黒鉛の電気抵抗は、前述の通りレール鋼材に対して高い。そのため黒鉛の析出部、即ち黒鉛部におけるジュール発熱量は、その周囲と比較し大きい。黒鉛部及びその近傍が高温となるため、端面がくっつきやすくなると発明者らは考える。また、Ｃ量の増加に伴い、Ｃが濃化し黒鉛が生じる範囲が広くなる。そのため、Ｃ量の増加に伴い、最大パルス時間比率が増加したと発明者らは考えた。なお、このときのレールの断面積は８６００ｍｍ２であり、積算電流は５００ｋＡ・ｓｅｃ（０．０６ｋＡ・ｓｅｃ／ｍｍ２）、最大電流は３００００Ａ（３．４９Ａ／ｍｍ２）、平均電流は１８０００Ａ（２．０９Ａ／ｍｍ２）、周波数は５Ｈｚ、Ｍｎ量は１．０質量％、Ｃｒ量は０．５質量％である。
（パルス工程における周波数と、最大パルス時間比率との関係：ｋ）
　パルス工程における周波数と、最大パルス時間比率との関係を図１４に示す。周波数の低下に伴い、最大パルス時間比率は増加する傾向を示し、最大パルス時間比率が３００％となるのは、周波数が１Ｈｚのときであることがわかった。そのため周波数の範囲は１Ｈｚ以上とする。さらに圧着の発生を抑制するには、好ましくは周波数の範囲は３Ｈｚ以上とする。
　周波数の低下に伴い最大パルス時間比率が増加する理由は、前述の通り、周波数が小さいと１パルスの前進及び後退の合計時間が長く、端面への入熱量が大きくなり、端面の温度が高くなった結果、端面がくっつきやすくなったためと考える。なお、このときのレールの断面積は８６００ｍｍ２であり、積算電流は５００ｋＡ・ｓｅｃ（０．０６ｋＡ・ｓｅｃ／ｍｍ２）、最大電流は３０，０００Ａ（３．４９Ａ／ｍｍ２）、平均電流は１８，０００Ａ（２．０９Ａ／ｍｍ２）、Ｃ量は０．９質量％、Ｍｎ量は１．０質量％、Ｃｒ量は０．５質量％である。
（パルス工程における積算電流、及び周波数、並びにレールの化学成分と、圧着との関係：ｌ）
　圧着の発生は、Ｃ量、及び周波数の影響を強く受けることがこれまでの検討によりわかった。さらに、発明者らの調査によると、Ｃ量、周波数に応じて積算電流を制御することで、圧着の発生に強く影響を及ぼすことを明らかにした。そして、これらを関数として、圧着の生じない積算電流（単位：ｋＡ・ｓｅｃ／ｍｍ２）の範囲を式（３）で求めた
　積算電流上限＝（８×周波数－４８０×Ｃ質量％＋１４００）／８６００・・式（３）
　なお、式（３）においてＣ量は１．２質量％以下、周波数は１Ｈｚ以上の範囲である
（パルス工程における最大電流と、最大パルス時間比率との関係：ｍ）
　パルス工程における最大電流と、最大パルス時間比率の関係を図１５に示す。最大電流の増加に伴い、最大パルス時間比率は増加する傾向を示し、最大パルス時間比率が３００％となるのは、最大電流が６．９８Ａ／ｍｍ２のときであることがわかった。そのため最大電流の範囲は６．９８Ａ／ｍｍ２以下とする。さらに圧着の発生を抑制するには、好ましくは最大電流の範囲は５．２３Ａ／ｍｍ２以下とする。なお、このときのレールの断面積は８６００ｍｍ２であり、積算電流は５００ｋＡ・ｓｅｃ（０．０６ｋＡ・ｓｅｃ／ｍｍ２）、平均電流は１８，０００Ａ（２．０９Ａ／ｍｍ２）、Ｃ量は０．９質量％、Ｍｎ量は１．０質量％、Ｃｒ量は０．５質量％、周波数は５Ｈｚである。最大電流の増大に伴い最大パルス時間が増加する理由は、前述の通り、最大電流が大きいと端面への入熱量が大きくなり、端面の温度が高くなった結果、端面がくっつきやすくなったためと考える。
（パルス工程における平均電流と、最大パルス時間比率との関係：ｎ）
　パルス工程における平均電流と、最大パルス時間比率との関係を図１６に示す。平均電流の増加に伴い、最大パルス時間比率は増加する傾向を示し、最大パルス時間比率が３００％となるのは、平均電流が４．６５Ａ／ｍｍ２のときであることがわかった。そのため平均電流の範囲は４．６５Ａ／ｍｍ２以下とする。さらに圧着の発生を抑制するには、好ましくは平均電流の範囲は３．２６Ａ／ｍｍ２以下とする。
　なお、このときレールの断面積は８６００ｍｍ２であり、積算電流は５００ｋＡ・ｓｅｃ（０．０６ｋＡ・ｓｅｃ／ｍｍ２）、最大電流は３０，０００Ａ（３．４９Ａ／ｍｍ２）、Ｃ量は０．９質量％、Ｍｎ量は１．０質量％、Ｃｒ量は０．５質量％、周波数は５Ｈｚである。平均電流増に伴い最大パルス時間が増加する理由は、前述の通り、平均電流が大きいと端面への入熱量が大きくなり、端面の温度が高くなった結果、端面がくっつきやすくなったためと考える。
　以上の検討過程を経て完成した、本実施形態に係るフラッシュバット溶接レールの製造方法の諸条件について、以下に改めて説明する。また、本実施形態に係る製造方法のさらに好ましい態様についても以下に説明する。
＜パルス工程における周波数（ｆ）：１～１０Ｈｚ＞
　上述の項目ｋに記載の圧着防止の観点より、パルス工程における周波数の下限値は１Ｈｚとする。さらに圧着の発生を抑制するには、好ましくは周波数の範囲は２Ｈｚ以上、３Ｈｚ以上、又は４Ｈｚ以上とする。また、上述の項目ｅに記載の酸化物欠陥抑制の観点より、パルス工程における周波数の上限値は１０Ｈｚとする。酸化物を一層抑制する観点から、パルス工程における周波数の上限値を９Ｈｚ以下、８Ｈｚ以下、又は６Ｈｚ以下とすることが好ましい。周波数の最も好ましい範囲は３Ｈｚ以上、６Ｈｚ以下である。
＜パルス工程における最大電流：２．３３～６．９８Ａ／ｍｍ２＞
　上述の項目ｇに記載の酸化物欠陥抑制の観点より、パルス工程における最大電流の下限値は２．３３Ａ／ｍｍ２とする。さらに曲げ性能を高めるためには、好ましくは、パルス工程の最大電流は２．５０Ａ／ｍｍ２以上、は２．９１Ａ／ｍｍ２以上、または３．２０Ａ／ｍｍ２とする。また、上述の項目ｍに記載の圧着防止の観点より、パルス工程における最大電流の上限値は６．９８Ａ／ｍｍ２とする。さらに圧着の発生を抑制するには、好ましくは最大電流の範囲は６．００Ａ／ｍｍ２以下、５．２３Ａ／ｍｍ２以下、又は４．８０Ａ／ｍｍ２以下とする。パルス工程における最大電流の最も好ましい範囲は２．９１Ａ／ｍｍ２以上、５．２３Ａ／ｍｍ２以下である。
＜パルス工程における平均電流：０．７０～４．６５Ａ／ｍｍ２＞
　上述の項目ｈに記載の酸化物欠陥抑制の観点より、パルス工程における平均電流の下限値は０．７０Ａ／ｍｍ２とする。好ましくは、パルス工程の平均電流の範囲は１．００Ａ／ｍｍ２以上、１．７４Ａ／ｍｍ２以上、又は２．００Ａ／ｍｍ２以上とする。また、上述の項目ｎに記載の圧着防止の観点より、パルス工程における平均電流の上限値は４．６５Ａ／ｍｍ２とする。さらに圧着の発生を抑制するには、好ましくは平均電流の範囲は４．００Ａ／ｍｍ２以下、３．２６Ａ／ｍｍ２以下、または２．８０Ａ／ｍｍ２以下とする。パルス工程における平均電流の最も好ましい範囲は１．７４Ａ／ｍｍ２以上、３．２６Ａ／ｍｍ２以下である。
＜後期フラッシュ工程における最終フラッシュ速度：０．２～３．４ｍｍ／ｓｅｃ＞
　後期フラッシュ工程における最終フラッシュ速度とは、後期フラッシュ工程の最後の５秒間におけるフラッシュ速度の平均値を意味する。即ち、後期フラッシュ工程における最終フラッシュ速度とは、後期フラッシュ工程の最後の５秒間におけるレールの移動量を、５秒で割った値である。ただし、後期フラッシュ工程の時間が５秒未満である場合は、後期フラッシュ工程における最終フラッシュ速度とは、後期フラッシュ工程の開始から終了までのフラッシュ速度の平均値、即ち後期フラッシュ工程におけるレールの移動量である後期フラッシュ長を、後期フラッシュ工程の時間で割った値を意味する。
　後期フラッシュ工程におけるフラッシュ速度、即ち後期フラッシュ速度が速いほど、電流が高くなり、アプセット工程直前の端面の温度が高くなる。その結果、後期フラッシュ工程で生成した酸化物を、アプセット工程で溶接部の外部に排出させやすくなる。しかし、後期フラッシュ速度をアプセット工程直前のみにおいて高めたとしても、端面の温度を高くする効果は限定的である。そのため、後期フラッシュ工程では、最終フラッシュ速度の下限値を０．２ｍｍ／ｓｅｃとする。最終フラッシュ速度は、好ましくは０．５ｍｍ／ｓｅｃ以上、０．８ｍｍ／ｓｅｃ以上、又は１．０ｍｍ／ｓｅｃとする。
　一方、後期フラッシュにおけるフラッシュ速度が速すぎると、端面間が接触してフラッシュが消失する異常現象（フラッシュ工程の圧着）が生じる。そのため、最終フラッシュ速度の上限値は３．４ｍｍ／ｓｅｃとする。最終フラッシュ速度は、好ましくは３．０ｍｍ／ｓｅｃ以下、２．５ｍｍ／ｓｅｃ以下、又は２．０ｍｍ／ｓｅｃ以下である。最終フラッシュ速度の最も好ましい範囲は、０．６ｍｍ／ｓｅｃ以上、２．８ｍｍ／ｓｅｃ以下である。
＜Ｃ：０．６０～１．２０質量％＞
　上述の項目ｂ及び項目ｏに記載の酸化物欠陥抑制の観点より、Ｃ量の下限値は０．６０質量％とする。Ｃ量は好ましくは０．６５質量％以上、０．７０質量％以上、又は０．８０質量％以上である。一方、上述の項目ｊに記載の圧着防止の観点より、Ｃ量の上限値は１．２０質量％とする。Ｃ量は好ましくは１．１０質量％以下、１．００質量％以下、又は０．９０質量％以下である。Ｃ量の最も好ましい範囲は０．７０質量％以上、１．１０質量％以下である。
＜Ｍｎ：０．１０～２．００質量％＞
　上述の項目ｃ及び項目ｏに記載の酸化物欠陥抑制の観点より、Ｍｎ量の上限値は２．００質量％とする。Ｍｎ量は好ましくは１．８０質量％以下、１．５０質量％以下、又は１．２０質量％以下である。一方、Ｍｎは焼き入れ性向上による硬度増の効果を発揮する元素である。Ｍｎ量が不足すると、この効果が得られない。そのため、Ｍｎ量の下限値は０．１０質量％とする。Ｍｎ量は好ましくは０．２０質量％以上、０．５０質量％以上、又は０．８０質量％以上である。Ｍｎ量の最も好ましい範囲は０．２０質量％以上、１．８０質量％以下である。
＜Ｃｒ：０．０１～２．００質量％＞
　上述の項目ｄ及び項目ｏに記載の酸化物欠陥抑制の観点より、Ｃｒ量の上限値は２．００質量％とする。Ｃｒ量は好ましくは１．８０質量％以下、１．５０質量％以下、又は１．２０質量％以下である。一方、Ｃｒ量が少なすぎる場合、フラッシュバット溶接レールの硬度が得られない。そのため、Ｃｒ量の下限値は０．０１質量％とする。Ｃｒ量は好ましくは０．２０質量％以上、０．５０質量％以上、又は０．８０質量％以上である。Ｃｒ量の最も好ましい範囲は０．２０質量％以上、１．３０質量％以下である。
＜パルス工程において、積算電流の上限が、単位ｋＡ・ｓｅｃ／ｍｍ２で、（８×周波数－４８０×Ｃ質量％＋１４００）／８６００＞
　上述の項目ｌに記載の圧着防止の観点より、積算電流の上限値を、パルス工程における周波数、及びレールのＣ量の関数として規定した。
＜パルス工程において、積算電流の下限が、単位ｋＡ・ｓｅｃ／ｍｍ２で、（３．５×周波数－１８０×Ｃ％＋５５×Ｍｎ％＋４５×Ｃｒ％＋３００）／８６００＞
　上述の項目ｆに記載の酸化物欠陥抑制の観点より、積算電流の下限値を、パルス工程における周波数、並びにレールのＣ量、Ｍｎ量、及びＣｒ量の関数として規定した。
＜好ましくは、パルス工程における最小電流が０．１２Ａ／ｍｍ２以上＞
　パルス工程において、レールを後退させて、２つの端面を完全に引き離した場合、電流値は０Ａ／ｍｍ２となる。従って、パルス工程における電流の最小値は０Ａである。しかしながら、レールが完全に引き離される前にレールの後退を中止し、これを前進させた場合、電流値が０Ａ／ｍｍ２まで低下しないことがある。
　本実施形態に係る製造方法では、端面同士がくっついて離れなくなる現象、即ち圧着は避けられなければならない。この場合、圧着された端面を切断し、フラッシュバット溶接を最初からやり直さなければならなくなるからである。一方、パルス工程において１パルスごとに端面を完全に引き離す必要はない。むしろ、パルス工程中において、レール後退時に突き合せたレール間が完全に離れなければ、端面に酸化物が生じにくいと考えられる。また、上述した条件が満たされる限り、レール後退時に突き合せたレール間が完全に離れなくとも、最大パルス時間比率の増大や端面の圧着は生じない。
　端面が完全に離れると、電流はゼロになる。そのため、端面間が完全に離れないための指標として、最小電流を０．１２Ａ／ｍｍ２としてもよい。このようにすることにより、端面の酸化物が生じ難く、曲げ性能の一層の改善が見込まれる。パルス工程における最小電流の、さらに好ましい範囲は、０．１８１２Ａ／ｍｍ２以上、０．２３Ａ／ｍｍ２以上、又は０．２５Ａ／ｍｍ２以上である。
＜好ましくは、後期フラッシュ工程のフラッシュ長が、５～５０ｍｍ＞
　後期フラッシュ工程のフラッシュ長、即ち後期フラッシュ長とは、後期フラッシュ工程の開始から終了までのレールの移動量である。前述の通り、後期フラッシュ工程における後期フラッシュ速度には最適な範囲がある。しかしながら、後期フラッシュ長を長くすることにより、溶接時間（フラッシュ長／フラッシュ速度）が長くなり、端面の温度がいっそう高くなり、生成した酸化物をアプセット工程で外部に排出する効果が一層高められる。そのため、後期フラッシュ長の下限値は５ｍｍとすることが好ましい。後期フラッシュ長を６ｍｍ以上、８ｍｍ以上、又は１０ｍｍ以上とすることがさらに好ましい。
　一方、現地で溶接するモバイルＦＢ溶接機を用いた溶接において、後期フラッシュ長（レール消耗量）を短くすることで、長手方向に生じる隙間を埋めるためにレールを引っ張る作業、又は別のレールを準備する作業などが不要となる。そのため、後期フラッシュ長の抑制は、レールの施工作業性の向上につながる。そのため、後期フラッシュ長の上限値は５０ｍｍとすることが好ましい。後期フラッシュ長を４５ｍｍ以下、４０ｍｍ以下、又は３０ｍｍ以下とすることがさらに好ましい。後期フラッシュ長の一層好ましい範囲は、１０ｍｍ以上、４０ｍｍ以下である。
＜Ｓｉ：０．１０～２．００質量％＞
　Ｓｉは、パーライト組織中のフェライト相を固溶強化して、母材の高強度化に寄与する元素である。この効果を得るために、レールにはＳｉが０．１０％以上２．００％以下含有される。Ｓｉ量は好ましくは１．８０質量％以下、１．５０質量％以下、又は１．２０質量％以下である。Ｓｉ量が０．１０％未満ではその効果が得られず、２．００％超では材料が脆化しやすくなる。Ｓｉ量は好ましくは０．２０質量％以上、０．５０質量％以上、又は０．８０質量％以上である。Ｓｉ量の一層好ましい範囲は０．２０％以上１．５０％以下である
＜Ａｌ：０．００１～０．５００質量％＞
　Ａｌは、レールに脱酸元素として含まれる。また、Ａｌはパーライト組織の硬さの差を低減し、レール柱部の疲労強度を向上させる元素である。そのため、Ａｌは０．００１％以上である。Ａｌ量は好ましくは０．１００質量％以上、０．１２０質量％以上、又は０．１５０質量％以上である。一方、粗大な酸化物や粗大なマルテンサイトの生成を抑制し、疲労強度を一層向上させる観点から、Ａｌは０．５００％以下とする。Ａｌ量は好ましくは０．４５０質量％以下、０．４００質量％以下、又は０．３００質量％以下である。一層好ましい範囲は、Ａｌは０．００５％以上０．１００％以下である。
＜Ｐ：０．０２０質量％以下＞
＜Ｓ：０．０２０質量％以下＞
＜Ｎ：０．００３～０．０２０質量％＞
　Ｐ及びＳは鋼中の不純物である。Ｐ及びＳが多いと、鋼の靭性が低下し、フラッシュバット溶接レールの疲労強度が低下する。そのため、溶接レールの疲労強度を高めるため、Ｐは０．０２０％以下、Ｓは０．０２０％以下とする。Ｐの好ましい範囲は０．０１０％以上、０．０１８％以下、Ｓの好ましい範囲は０．００８％以上、０．０１８％以下である。なお、Ｐ量及びＳ量の下限は特に限定されず、０％でもよい。一方、精錬コストの改善のために、Ｐ量及びＳ量それぞれを０．００１質量％以上、０．００１質量％以上、又は０．０１０質量％以上としてもよい。
　Ｎは、パーライト組織の硬さを均一化し、レール柱部の疲労強度を向上させる元素である。そのため、必要に応じ、Ｎはレールに０．００３％以上０．０２０％以下含有させてもよい。Ｎ量が０．０２０％超では粗大な窒化物が生成し、疲労強度が低下する場合がある。そのため、Ｎ量の好ましい範囲は０．００８％以上０．０１８％以下である。
＜好ましくは、Ｖ：０．００１～０．３００質量％＞
＜好ましくは、Ｔｉ：０．０００８～０．０５００質量％＞
＜好ましくは、Ｎｂ：０．００１～０．０５０質量％＞
　Ｖ、Ｔｉ、及びＮｂは、溶接母材として用いられるレールにおいて必須ではない。そのため、Ｖ量、Ｔｉ量、及びＮｂ量は０％であってもよい。一方、Ｖ、Ｔｉ、及びＮｂは析出強化により鋼の硬度を高め、フラッシュバット溶接レールの疲労強度を向上させる元素である。そのため、必要に応じ、Ｖは０．００１％以上０．３００％以下、Ｔｉは、０．０００８％以上０．０５００％以下、Ｎｂは０．００１％以上０．０５０％以下を、レールに含有させてもよい。Ｖは０．００１％未満、Ｔｉは、０．０００８％未満、Ｎｂは０．００１％未満では硬度を高め、疲労強度を向上させる効果が得られない。また、粗大な窒化物の生成を抑制し、フラッシュバット溶接レールの疲労強度を一層高める観点から、Ｖは０．３００％以下、Ｔｉは０．０５００％以下、Ｎｂは０．０５０％以下とすることが好ましい。一層好ましい範囲は、Ｖは０．００５％以上０．２００％以下、Ｔｉは０．００３０％以上０．０４００％以下、Ｎｂは０．００３％以上０．０３０％以下である。
＜Ｃｕ：好ましくは、０．００５～１．０００質量％＞
＜Ｎｉ：好ましくは、０．０１～１．００質量％＞
　Ｃｕ、及びＮｉは、本実施形態に係る製造方法のレールにおいて必須ではない。そのため、Ｃｕ量、及びＮｉ量は０％であってもよい。一方、Ｃｕ、及びＮｉは固溶強化により鋼の硬度を高め、フラッシュバット溶接レールの疲労強度を向上させる元素である。そのため、必要に応じ、Ｃｕは０．００５％以上１．０００％以下、Ｎｉは０．０１％以上１．００％以下をレールに含有させてもよい。Ｃｕは０．００５％未満、Ｎｉは０．０１％未満では硬度を高め、疲労強度を向上させる効果が得られない。また、過剰な固溶強化による脆化を抑制し、レール鋼の延性を一層高める観点から、Ｃｕは１．０００％以下、Ｎｉは１．００％以下とすることが好ましい。一層好ましい範囲は、Ｃｕは０．０１０％以上０．６００％以下、Ｎｉは０．０２％以上０．６０％以下である。
＜好ましくは、Ｃａ：０．０００５～０．０２００質量％＞
＜好ましくは、ＲＥＭ：０．０００５～０．０５００質量％＞
　Ｃａ、及びＲＥＭは、本実施形態に係る製造方法のレールにおいて必須ではない。そのため、Ｃａ量、及びＲＥＭ量は０％であってもよい。一方、Ｃａは、Ｓとの結合力が強く、硫化物を形成する。この硫化物がＭｎＳを微細に分散させることで、レールの疲労強度を一層向上させる。ＲＥＭは、酸化物やＭｎＳの生成核として作用する。これらがＭｎＳを微細に分散させることで、レールの疲労強度を一層向上させる。そのため、必要に応じ、Ｃａは０．０００５％以上０．０２００％以下、ＲＥＭは、０．０００５％以上０．０５００以下をレールに含有させてもよい。Ｃａは０．０００５％未満、ＲＥＭは、０．０００５％未満では疲労強度を向上させる効果が得られない。また、粗大な酸化物及び粗大な酸硫化物の生成を抑制し、疲労強度を一層向上させる観点から、Ｃａは０．０２００％以下、ＲＥＭは０．０５００％以下とすることが好ましい。一層好ましい範囲は、Ｃａは０．０００８％以上０．０１８０％以下、ＲＥＭは０．００１０％以上０．０４５０％以下である。なお、ＲＥＭとはＣｅ、Ｌａ、Ｐｒ又はＮｄ等の希土類元素である。上記のＲＥＭ含有量の上下限値は、これらの全ＲＥＭ元素の含有量の総和を限定するものである。
＜好ましくは、Ｍｏ：０．００２～０．５００質量％＞
　Ｍｏは、本実施形態に係る製造方法のレールにおいて必須ではない。そのため、Ｍｏ量は０％であってもよい。一方、Ｍｏは、パーライト組織のラメラ間隔（フェライト相とセメンタイト相の間隔）を微細化することにより、鋼を高硬度化し、フラッシュバット溶接レールの疲労強度を向上させる元素である。そのため、必要に応じ、Ｍｏは０．００２％以上０．５００％以下含有させてもよい。Ｍｏが０．００２％未満である場合、硬度を高め、疲労強度を向上させる効果が得られない。一方、粗大な酸化物や粗大なマルテンサイトの生成を抑制し、疲労強度を一層向上させる観点から、Ｍｏは０．５００％以下とすることが好ましい。一層好ましい範囲は、Ｍｏは０．０１０％以上０．３００％以下である。
　なお、レールの化学成分の残部は、鉄、不純物を含む。また、フラッシュバット溶接レールの曲げ試験結果、及び溶接作業性に悪影響を及ぼし得るＣ、Ｍｎ、及びＣｒが上述の範囲内とされている限り、上に例示された以外の合金元素を、レールが含有してもよい。また、溶接される２本のレールの化学成分が若干相違することも許容される。この場合、２本のレールの化学成分の平均値が、上述の条件を満たしていればよい。
　レールの化学成分の不純物とは、例えば鋼材を工業的に製造する際に、鉱石若しくはスクラップ等のような原料、又は製造工程の種々の要因によって混入する成分であって、本実施形態に係る製造方法によって得られるフラッシュバット溶接レールに悪影響を与えない範囲で許容されるものを意味する。
＜その他の条件＞
　本実施形態に係るフラッシュバット溶接レールの製造方法において、上述した条件が満たされる限り、種々の溶接条件を採用することができる。例えば前期フラッシュ工程においては、パルス工程に供しうる程度にレールの端面を平坦化可能な通常の条件を、適宜採用することができる。アプセット工程においても、正常な溶接部を形成可能な通常の条件を、適宜採用することができる。例えば、アプセット工程における加圧力は特に限定されないが、酸化物の排出能力を一層向上させる観点から、５５ＭＰａ以上、５８ＭＰａ以上、又は６０ＭＰａ以上とすることが好ましい。また、設備能力を考慮すると、アプセット工程における加圧力を１２０ＭＰａ以下、１００ＭＰａ以下、又は８２ＭＰａ以下とすることが好ましい。パルス工程、及び後期フラッシュ工程においても、上述されなかった溶接条件については、通常の条件を適宜採用することができる。フラッシュバット溶接レールの製造方法が、バリを除去する工程、溶接部に後熱処理をする工程などの追加工程を備えてもよい。
＜曲げ試験要領＞
　曲げ試験は、米国鉄道工学及び保線協会（Ａｍｅｒｉｃａｎ　Ｒａｉｌｗａｙ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　ａｎｄ　Ｍａｉｎｔｅｎａｎｃｅ－ｏｆ－Ｗａｙ　Ａｓｓｏｃｉａｔｉｏｎ）の規格：ＡＲＥＭＡ－ｓｅｃ．２．３．３．６に準拠して行う。すなわち、図１７に示すように、溶接部を中心として支点間１２００ｍｍで溶接レールを支える。そして、溶接レール上方から、溶接部を中心として間隔３００ｍｍで、溶接レールに荷重を加える。溶接レールが破断するまで、荷重を増大させる。そして、破断時の溶接レールのたわみ量、及び破断時の荷重に基づき、破断時の溶接レール底部の長手方向応力（底部応力）を測定する。破断時のたわみ量は０．７５ｉｎｃｈ以上、底部応力は１２５ｋｂｐ／ｉｎｃｈ２以上が合格である。本実施形態に係る製造方法によって得られるフラッシュバット溶接レールは、溶接部においてフラットスポットの形成が極めて効果的に抑制されているので、上述の合否基準を満たすことができる。
　実施例により本発明の一態様の効果を更に具体的に説明する。ただし、実施例での条件は、本発明の実施可能性及び効果を確認するために採用した一条件例に過ぎない。本発明は、この一条件例に限定されない。本発明は、本発明の要旨を逸脱せず、本発明の目的を達成する限り、種々の条件を採用し得る。
　表１Ａ、表１Ｂ、表２Ａ、及び表２Ｂに記載の化学成分を有する種々のレール２本に、パルスフラッシュ方式のフラッシュバット溶接をした。フラッシュバット溶接条件は、表３Ａ、表３Ｂ、表４Ａ、及び表４Ｂに記載の条件とした。レールの断面積は８６００ｍｍ２であった。
　なお、表２Ａ及び表２Ｂにおいて、記号「－」は、当該記号が付された元素が意図的にレールに添加されていないことを示す。表３Ａ及び３Ｂに記載の「最大電流」は、パルス工程においてレールに通電された電流値の最大値である。「断面積あたり最大電流」は、「最大電流」をレールの断面積である８６００ｍｍ２で割った値である。同様に、表３Ａ及び３Ｂに記載の「平均電流」は、パルス工程においてレールに通電された電流値の平均値である。「断面積あたり平均電流」は、「平均電流」をレールの断面積である８６００ｍｍ２で割った値である。表４Ａ及び４Ｂに記載の「パルス工程の最小電流値」は、パルス工程においてレールに通電された電流値の最小値である。「パルス工程の断面積当たり最小電流値」は、「パルス工程の最小電流値」をレールの断面積である８６００ｍｍ２で割った値である。
　表３Ａ及び表３Ｂに記載の積算電流上限、及び積算電流下限は、以下の数式によって算出された値である。
　積算電流上限：８×周波数－４８０×Ｃ質量％＋１４００
　積算電流下限：３．５×周波数－１８０×Ｃ質量％＋５５×Ｍｎ質量％＋４５×Ｃｒ質量％＋３００
　ここで、周波数とは、パルス工程における周波数であり、Ｃ質量％、Ｍｎ質量％及びＣｒ質量％とは、単位質量％での、レールの化学成分におけるＣ、Ｍｎ、及びＣｒ含有量である。積算電流、及びその上下限値に関しては、断面積を考慮した値の記載を省略した。
　これにより得られた種々のフラッシュバット溶接レールにおいて、上述の手段により、最大パルス時間比率及びフラットスポット最大長さを測定した。測定結果を表４Ａ及び表４Ｂに記載する。なお、評価基準は以下の通りとした。
（最大パルス時間比率）
１２０％以下：Ａ
１２０％超３００％以下：Ｂ
３００％超：Ｘ
　最大パルス時間比率がＡ又はＢとなった例は、溶接中の端面の圧着が抑制された例と判断した。
（フラットスポット最大長さ）
５ｍｍ以下：Ａ
５ｍｍ超８ｍｍ以下：Ｂ
８ｍｍ超１２ｍｍ以下：Ｃ
１２ｍｍ超：Ｘ
　なお、フラットスポットの評価において、長さが１．０ｍｍ未満のフラットスポットは評価対象とはしなかった。フラットスポット最大長さがＡ、Ｂ、又はＣとなった例は、フラッシュバット溶接レールが曲げ試験の規格を満たす例と判断した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000007
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000008
　例９は、パルス工程の周波数が過剰であった。これにより、例９では、フラットスポット最大長さが過剰となった。
　例１２は、パルス工程の周波数が不足した。これにより、例１２では、最大パルス時間比率が過剰となった。
　例１３は、パルス工程の最大電流が過剰であった。これにより、例１３では、最大パルス時間比率が過剰となった。
　例１６は、パルス工程の最大電流が不足した。これにより、例１６では、フラットスポット最大長さが過剰となった。
　例１７は、パルス工程の平均電流が過剰であった。これにより、例１７では、最大パルス時間比率が過剰となった。
　例２０は、パルス工程の平均電流が不足した。これにより、例２０では、フラットスポット最大長さが過剰となった。
　例２１、例２５、例２９、例３３、例３７、例４１、例４５、例４９、及び例５３は、パルス工程の積算電流が過剰であった。これらの例では、最大パルス時間比率が過剰となった。
　例２４、例２８、例３２、例３６、例４０、例４４、例４８、例５２、及び例５６は、パルス工程の積算電流が不足した。これらの例では、フラットスポット最大長さが過剰となった。
　例５９は、後期フラッシュ工程の最終フラッシュ速度が不足した。これにより、例５９では、フラットスポット最大長さが過剰となった。
　例６４は、Ｃ量が過剰であった。これにより、例６４では、最大パルス時間比率が過剰となった。
　例６７は、Ｃ量が不足した。これにより、例６７では、フラットスポット最大長さが過剰となった。
　例６８は、Ｍｎ量が過剰であった。これにより、例６８では、フラットスポット最大長さが過剰となった。
　例７１は、Ｃｒ量が過剰であった。これにより、例７１では、フラットスポット最大長さが過剰となった。
　一方、本実施形態に係るフラッシュバット溶接レールの製造方法の条件をすべて満たす例では、最大パルス時間比率及びフラットスポット最大長さのいずれも抑制されていた。即ち、これらの例は（１）パルスフラッシュ方式のフラッシュバット溶接によって、フラッシュバット溶接レールの曲げ試験時の低たわみ量及び低底部応力での破断を抑制可能であり、且つ、（２）パルス工程中にレールの端面の圧着を防止可能であるフラッシュバット溶接レールの製造方法であった。
１Ａ、１Ｂ　レール
２　　　　　電極
３　　　　　バリ

Claims (4)

  1. 　長手方向に沿って並べられた一対のレールの端面の間にフラッシュを生じさせて、これにより前記端面を平坦化する前期フラッシュ工程と、
    　一対の前記レールの前記端面の接触及び引き離しを繰り返し、これにより前記端面を予熱するパルス工程と、
    　一対の前記レールの前記端面の間にフラッシュを生じさせて、これにより前記端面を全体的に溶融させる後期フラッシュ工程と、
    　一対の前記レールの前記端面を突き当てて加圧し、これにより前記レールを接合するアプセット工程と、
    を備え、
    　前記パルス工程における周波数を１～１０Ｈｚとし、
    　前記パルス工程における最大電流を２．３３～６．９８Ａ／ｍｍ２とし、
    　前記パルス工程における平均電流を０．７０～４．６５Ａ／ｍｍ２とし、
    　前記後期フラッシュ工程における最終フラッシュ速度を０．２～３．４ｍｍ／ｓｅｃとし、
    　前記レールの化学成分が、単位質量％で
    　Ｃ：０．６０～１．２０％、
    　Ｍｎ：０．１～２．０％、
    　Ｃｒ：０．０１～２．００％、
    　Ｓｉ：０．１０～２．００％、
    　Ａｌ：０．００１～０．５００％、
    　Ｐ：０．０２０％以下
    　Ｓ：０．０２０％以下、
    　Ｎ：０．００３～０．０２０％、
    　Ｖ：０～０．３００％、
    　Ｔｉ：０～０．０５００％、
    　Ｎｂ：０～０．０５０％
    　Ｃｕ：０～１．０００％、
    　Ｎｉ：０～１．００％、
    　Ｃａ：０～０．０２００％、
    　ＲＥＭ：０～０．０５００％、及び
    　Ｍｏ：０～０．５００％
    を含有し、残部はＦｅ及び不純物を含み、
    　前記パルス工程において、前記平均電流と通電時間との積である積算電流の、単位ｋＡ・ｓｅｃ／ｍｍ２での上限値を（８×前記周波数－４８０×Ｃ含有量＋１４００）／８６００とし、
    　前記パルス工程において、前記積算電流の単位ｋＡ・ｓｅｃ／ｍｍ２での下限値を（３．５×前記周波数－１８０×Ｃ含有量＋５５×Ｍｎ含有量＋４５×Ｃｒ含有量＋３００）／８６００とする
    フラッシュバット溶接レールの製造方法。
  2. 　前記パルス工程における最小電流を０．１２Ａ／ｍｍ２以上とすることを特徴とする請求項１に記載のフラッシュバット溶接レールの製造方法。
  3. 　前記後期フラッシュ工程のフラッシュ長を５～５０ｍｍとすることを特徴とする請求項１又は２に記載のフラッシュバット溶接レールの製造方法。
  4. 　前記レールの前記化学成分が、単位質量％で
    　Ｖ：０．００１～０．３００％、
    　Ｔｉ：０．０００８～０．０５００％、
    　Ｎｂ：０．００１～０．０５０％、
    　Ｃｕ：０．００５～１．０００％、
    　Ｎｉ：０．０１～１．００％、
    　Ｃａ：０．０００５～０．０２００％、
    　ＲＥＭ：０．０００５～０．０５００％、
    　Ａｌ：０．００１～０．５００％、及び
    　Ｍｏ：０．００２～０．５００％
    からなる群から選択される一種以上を含有することを特徴とする請求項１又は２に記載のフラッシュバット溶接レールの製造方法。
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