实心焊丝的制造时，用热轧或拉拔形成直径为5.5～8.0 mm的线材(焊丝)，在该线材的表面通常残存着高温锈垢，随着 时间的经过，与空气中的水分反应生成低温锈垢。因此，为了除 去该锈垢，要进行弯曲加工或刷丝加工等，或者采用喷丸除锈、 喷砂除锈等物理方法。另外，也可以把附着着上述锈垢的焊丝浸 渍到盐酸或硫酸中，用化学方法除锈。也可以用超声波酸清洗这 样的物理化学方法，除去高温锈垢和低温锈垢。
用干式或湿式润滑剂和拉丝用模子，对用上述方法除去了锈 垢的线材(焊丝)进行拉丝，拉到预定的线径。拉线时，在焊丝 中央作用附加的压缩应力，另外，从表面作用着拉伸应力，当超 过了塑性极限时就产生变形，断面缩小，同时朝长度方向延伸。 这时，即使取消附加应力，作用应力成为塑性变形而不被消耗， 未超过弹性极限的一部分疲劳应力，弹性回复。但是，因焊丝内 部的晶格缺陷和表面缺陷等原因，塑性变形时，弹性极限和塑性 极限在焊丝表面不平衡，变形应力因剪切应力到达临界值时，表 面产生破坏。即，沿长度方向延伸的纤维组织被切断，象树皮那 样产生剥离，在剥离的组织痕迹上形成深的沟槽。这通常称为拉 丝时摩擦引起的热裂纹(表面龟裂)。再继续拉丝作业时，剥离 组织的铁屑烧结在拉丝用模子与焊丝之间，结果，使拉丝用模子 磨耗，并且损伤焊丝表面，难以制成优质的焊丝。因此，为了提 高冷拉丝性，防止焊丝与拉丝模子直接摩擦并使其具有润滑性， 通常是在焊丝的表面涂敷Zn系磷酸盐(Zn3(PO4).4H2O)或 硼砂(Na2B4O7.5H2O，Na2B4O7.10H2O)，在拉丝前形 成覆盖膜，同时，为了吹入拉丝润滑剂，采用了压力模和压接辊 等。接着，在拉丝后的焊丝表面，利用化学反应和电解反应镀铜。 进行长时间的焊接作业时，由于存在镀层剥离等的问题，所以也 广泛采用不镀层的实心焊丝。
但是，如图1所示，上述那样制成的焊丝，即使去除在拉丝 作业时从其表面作用的附加应力，该作用应力由于全部成为塑性 变形而不被消耗，一部分疲劳应力作为残存应力留下。具体地说， 由于焊丝内部的晶格缺陷和表面缺陷的原因，在塑性变形时，弹 性极限和塑性极限在表面不平衡，变形应力在拉丝方向有连续 性，而在与拉丝方向垂直的方向、即焊丝圆周方向的张拉应力(+ σ)和压缩应力(-σ)是断续的。由于该断续的残存应力的不 均衡，焊丝为了保持自身的平衡，与张拉应力(+σ)和压缩应 力(-σ)对应地、产生晶格变形以求稳定化，因此，焊丝朝着 压缩应力(-σ)的方向变形或产生翘曲变形，所以焊接作业时， 在缆线内焊丝呈现出方向性，这是一个很大的问题。即，当递送 缆线朝着焊丝的-σ方向翘曲时，可减少递送时的阻力，具有柔 软性，摩擦力也减小。但是，当递送缆线朝着+σ的方向翘曲时， 递送阻力增加，摩擦力也增加，摩擦面也增加。另外，由于焊丝 的翘曲变形，焊接时的电弧焦点移动，形成为波形的焊珠，或者， 在焊丝朝-σ方向翘曲的状态递送时，会在焊接部位以外形成焊 珠。该问题在自动焊接或机械手焊接时尤为严重。
因此，为了限制上述的变形特性，美国焊接学会(AWSA5.1 8)规定，直径0.8mm时，铸件(キャスト)是305mm(1 2inch)，直径0.9mm以上时，铸件是380mm(15inch)， 螺线(ヘリックス)是25mm(inch)以下。为了遵守该美国焊 接学会(AWSA5.18)规定，通常是用矫正辊或直线机等，对翘曲 变形了的焊丝进行强制矫正。另外，在日本特开昭57-168 722号公报中揭示的方法是，用矫正辊将焊丝强制地矫正，将 其铸件径偏差控制在10mm以内，将卷绕在卷轴上的焊丝的铸件 的最大值和最小值之间差控制在40mm以下。但是，用该强制矫 正方法制造的焊丝，从表面残留着断续的残存应力的不均衡，为 了保持自身的平衡，焊丝随着时间的经过而复原。即，强制矫正 引起局部塑性变形，该塑性变形虽然使张拉应力(+σ)和压缩 应力(-σ)会有一些相互抵消，但，未超过塑性极限的几乎所 有残存应力，仍原样地残存着，所以，随着时间的经过，本来已 变形的焊丝会渐渐复原，所以该方法不能很好地解决问题。
另外，为了消除上述的残存应力，也采用在680℃前后的 应力消除热处理方法。但是，由于焊丝卷绕在大容量的卷轴上， 所以，在焊丝开始卷绕的内侧部位与后卷绕的外侧部位之间，有 热传递时间差和温度差，所以，应力消除热处理的程度在这两个 部位大不相同。另外，为了高温锈垢的问题也有采用氮气炉的方 法，以及为了使上述热处理程度一定，也有采用中、高碳素线材 (焊丝)的热处理用铅浴炉进行连续热处理的方法，但这些方法 也同样，存在着具有使用上限的问题。
另外，日本特开昭55-54296号公报中揭示的技术 是，使焊丝的平均抗拉力为120～170kg/mm2，用微型维 氏硬度计测定焊线的平均表面硬度，使其在250≤Hv≤45 0。日本公昭53-34569号公报揭示的技术是，用700 ℃-4hr进行热处理，将每3m长焊丝的张拉强度差调节在2kg /mm2以下，以提高递送性能。该方法，虽然能在特定范围内管 理焊丝的表面硬度，减少张拉强度的偏差，将刚性保持为一定， 但是，不能控制焊丝自身的刚性平衡，仍然存在着应力不均衡的 问题。另外，上述方法是在拉丝作业的中间工序中采用，为了保 持最终得到的焊丝的表面状态，在热处理后还必须继续拉丝作 业，因此，还继续产生断续的残留应力。而且，用热处理除去应 力的方法，需要较长的热处理时间，因此产生表层部的脱碳和微 量的脱锰现象，导致焊接作业时的焊接性能降低，或者导致镀铜 时集积在粒界的碳化物等使镀层剥落。
制造带焊剂焊丝的一般工序如图2所示。使厚0.2至1.0 mm、宽10mm左右的薄冷软钢板通过U形加工辊之间，将其断面 形成为U字形，接着，从焊剂供给机往U字形凹部内充填焊剂 (1)。然后，使其通过成形辊，将断面成形为管形，最后进行 拉丝，拉成预定的直径。这样便制成了焊丝。
这样制成的带焊剂焊丝，通常，在约300～400℃中进 行长时间氧化热处理，使残存在带焊剂焊丝外皮(2)表面的润 滑剂碳化，把由黑硬表皮层形成的低温铁氧化物层或氮化物层等 作为保护膜，防止与外部接触而生锈，以求减低摩擦阻力，提高 递送性能。但是，带焊剂焊丝在氧化热处理前的拉丝过程中，由 于润滑剂分布不均匀，所以，该氧化热处理也难以使形成外皮表 层的碳化物和低温铁氧化物或氮化物等以一定的形态分布。另 外，由于带焊剂焊丝在氧化热处理中是卷绕在大容量的卷轴上， 所以，先卷绕的内侧部位和后卷绕的外侧部位之间，存在热传递 时间和温度差的影响，该影响使氧化热处理的程度大不相同。另 外，由于其外皮表面被不稳定、不规则的表皮层覆盖着，所以， 焊接作业时，不规则的递送阻力造成电弧不稳定，或者，造成焊 接头与带焊剂焊丝外皮表面的通电性不一定，带焊剂焊丝电极溶 化附着在焊接头上，使焊接作业中断等。
为了解决上述问题，日本特开平3-285794号揭示的 方法是，在真空状态，将焊剂充填到带焊剂焊丝的外皮内，不进 行氧化热处理的拉丝加工制造方法。日本特开平4-26289 4号公报揭示的方法是，将外皮的缝合部位高频焊接，减少焊接 部与非焊接部的硬度差，省去中间热处理的制造方法。但是，上 述方法仅是省掉了氧化热处理工序，虽然能减少制造费用，但不 能根本地解决问题。
另外，在氨环境中进行无氧化热处理的方法也是周知的，但 与氧化热处理的问题同样地，由于带焊剂焊丝卷绕在大容量的卷 轴上，先卷绕的内侧部位和后卷绕的外侧部位，存在着热传递时 间和温度差的影响，所以无氧化热处理的程度大不相同，由于气 体和温度传递的程度不同，在外皮表面产生污垢，商品性大大降 低，焊接性能也显著降低。这样制造的带焊剂焊丝，如图1所示， 无论其断面形状如何，由于存在断续的残存应力，焊接作业时出 现不规则的递送阻力。另外，在外皮接头(疤痕)部的应力集中， 导致朝接头部方向的翘曲，或者如图3所示地引起扭曲变形。
日本特开昭57-1597号公报揭示的技术中，为了控制 翘曲变形、提高递送性能，把焊丝的抗张拉力控制为40～10 0kg/mm2，把朝焊丝长度方向每1m的翘曲角控制在60°以 下。但是，该方法中，控制翘曲变形是有限度的，而且随着时间 的经过会复原，不能根本地解决问题。当然，在300～400 ℃中实施氧化或无氧化热处理，多少可以缓和一些，但是在30 0～400℃的温度范围内，不能完全去除残存应力。另外，如 果升温至700℃附近进行应力去除热处理，则充填到外皮内的 焊剂被烧损或变质而不能使用。另外，递送时，递送缆线内的衬 垫弹簧(ラィナ-スプリング)虽然受到微小的递送阻力，但是 在应力去除热处理中被软化了的带焊剂焊丝，成为弯弯曲曲状， 导致递送性恶化。
上述日本特开平4-262894号公报揭示的、将外皮的 缝合部位高频焊接、减小焊接部与非焊接部的硬度差，省去中间 热处理而得到的带焊剂焊丝中，在接头部的缝合面，在外皮内、 外部形成缝合突起部，外皮外部的缝合突起部虽然能容易地去 掉，但外皮内的缝合突起部，不能去除，所以仍存在着应力不均 衡。即使提出了能完全去除外皮内、外部的缝合突起部的方法， 在带焊剂焊丝圆周方向的断续残存应力还是存在，所以，带焊剂 焊丝的变形也仍然存在。
在日本特开昭55-158897号公报中，把直径1.2～ 1.6mm的带焊剂焊丝的外皮材的维氏硬度控制在160～24 0Hv。在日本特开昭63-252694号公报中，把直径 0.6～1.0mm的外皮软钢材的碳素材的碳素当量控制为0.0 3～0.110％，用微型维氏硬度计测定其硬度并限定在12 0～230Hv。另外，在日本特开平9-38971号公报中， 将焊剂充填到带焊剂焊丝的钢材外皮内，外皮部分相对于充填后 焊丝剪切面积的面积率Rh(％)为50≤Rh0≤95，控制为Hv≤30 0，25≤Hv-13500/Rh≤65，以确保电稳定性和递送性能。但是， 上述方法中，用微型维氏硬度计在特定范围管理表面硬度，对于 将焊丝刚性保持为一定多少有些效果，但是，不能控制焊丝自身 的刚性平衡，仍然存在着应力不均衡，该应力不均衡造成递送不 稳定。
在日本特开平9-38971号公报中，与特开昭55-1 58897号公报同样地，调节外皮与焊剂的比率，并将表面硬 度控制在适当的范围内。另外，为了使焊丝表面平滑化(特开平 1-202391号公报)，将表面粗度保持为一定，这样，多 少可得到一些递送稳定性。但是，长时间焊接时，仍然存在递送 的不稳定性，而且，表面粗度的控制不能对全表面进行，仍不能 解决在焊接时头内的接点不稳定、以及短路时焊接中断的问题。
日本特开昭57-56170号公报和特开平3-6649 5号公报中，提出了用触针式粗度测定装置测定并控制表面粗度 的技术。该触针式粗度测定方法中，不能得到准确的表面信息， 所以其表面粗度的控制是有限度的。为了解决该问题，在日本特 开平7-32187号公报中，提出了用3维表面粗度解析装 置，把凸凹部的实际表面积和表观表面积的比限制为比表面积， 提高通电点，得到优良的电弧稳定性。但是，该方法也与一般的 表面粗度测定方法同样，用宏观的次元推断表面状态的粗度，所 以，也难以得到准确的表面信息。

本发明是为了解决上述现有技术中的问题而作出的，其目的 是，通过控制电弧焊丝表层部的应力偏差和表面状态，提供具有 优良递送性及电弧稳定性的焊丝。
为达到上述目的本发明采取以下技术方案：
电弧焊丝，其特征在于，控制为具有以下的表面状态：焊丝 圆周方向的表层部硬度偏差(ΔHv)在45以内，用原子间力 显微镜或与其类似的扫描型原子显微镜，对上述焊丝表面的测定 区域，测定各座标和高度，用下述式(1)计算随测定距离值(R) 而变化的粗度相关函数值G(R)，然后，把测定距离R和粗度 相关函数G(R)的值做成曲线，其坡降收敛到一定时的临界测 定距离R()和临界粗度相关函数G(R)(2)值，分别满 足1.0×104～2.0×105、 5.0×104～1.0×108，
式(1)
G(R)＝<〔Z(x2，y2)-Z(x1，y1)〕2>
式中，(x2，y2)、(x1，y1)表示在焊丝表面的测定区域 任意的位置，Z(x2，y2)和Z(x1，y1)表示定义为在该位置的高 度的函数，<…>表示从测定距离R到座标的平均值。在曲线中， 测定距离(R)用x轴表示，粗度相关函数G(R)用y轴表示。
所述的电弧焊丝，其特征在于，上述硬度偏差在35以内。
下面说明本发明。
本发明者发现，焊丝圆周方向的表面层的应力分布均匀、应 力偏差最小时，具有优良的递送性和电弧稳定性。另外，本发明 者发现，将焊丝的表面凸凹的形状和尺寸控制为一定，可得到具 有优良递送性和电弧稳定性的焊丝。
即，本发明中，不仅控制焊丝的硬度偏差，还控制表面状态， 提供具有优良递送性和电弧稳定性的焊丝。
本发明中，用韩国公开特许公报(KR)10-1997- 0488672号的原子间力显微镜、和用不规则碎片形(フラ クタル)理论决定平均结晶粒子大小的方法，计算焊丝表面状态 (表面凸凹的形状和尺寸)的信息。这里所说的原子间力显微镜， 是最近开发出的一种扫描型原子显微镜的一种，是测定尖探针与 材料表面间的原子间力，将其用数据表示，可表现表面形状，测 定表面高低的装置，得到的数据包含水平方向的距离信息和各位 置的材料的高低信息，如果将其用3维表示，则可得到材料的表 面形状。
上述公开特许公报中，利用“当材料表面的粗度在结晶粒子 的大小以下时，呈现不规则碎片形蓄积，当材料表面的粗度在结 晶粒子的大小以上时，没有不规则碎片形性质”这一性质，用不 规则碎片形分析材料的表面粗度，同时求其间的境界值，就可求 出结晶粒子的大小。具体地说，用原子间力显微镜，对材料表面 测定各座标和高度，用下式1计算随距离(R)而变的G(R) 值，然后将距离R和G(R)值做成曲线，把其坡降成为水平的 点的距离，定为结晶粒子的大小。
因此，本发明的电弧焊丝，是具有下述表面状态的电弧焊丝， 即，在圆周方向的表层部的硬度偏差(ΔHv)在45以内，用 原子间力显微镜或与其类似的扫描型原子显微镜，对上述焊丝表 面的测定区域，测定各座标和高度，用下式1计算随距离(R) 而变的G(R)值，然后将测定距离R和粗度相关函数G(R) 值做成曲线，其坡降收敛到一定处的临界测定距离R()和临 界粗度相关函数G(R)(2)的值，分别满足1.0×104 ～2.0×105，5.0×104～1.0×108。
式1
G(R)＝<〔Z(x2，y2)-Z(x1，y1)〕2>
式中，(x2，y2)、(x1，y1)表示在焊丝表面的测定区域 任意的位置，Z(x2，y2)和Z(x1，y1)表示定义为在该位置的高 度的函数，<…>表示从测定距离R到座标的平均值。测定距离 (R)用曲线的x轴表示，粗度相关函数G(R)，用y轴表示。
本发明的电弧焊丝的特征是，其圆周方向的硬度偏差(ΔH v)控制在45以内，但最好是测定从焊丝表面20μm深度的表 层部硬度时，得到的硬度偏差控制在45以内。
如果上述硬度偏差值(ΔHv)高于45，则从焊丝表面存 在断续的残存应力，该残存应力引起焊丝的翘曲变形或扭曲变 形。另外，在焊接作业时，递送缆线内的套筒弹簧的递送负荷增 加，使递送性能变差，同时电弧性也不稳定。
具体地说，在通常的自动或半自动焊接中，因焊接作业的条 件不同，递送缆线以各种形态翘曲，在该翘曲的递送缆线内被递 送的的焊丝，从直线状的递送缆线受到高递送阻力。另外，当递 送缆线朝焊丝的-σ方向翘曲时，具有柔软的递送特性，但是， 当递送缆线朝焊丝的+σ方向翘曲时，受到高递送负荷，递送性 能大幅度降低。该现象随着焊丝圆周方向的应力偏差增大而更为 严重，所以，本发明中，通过把焊丝圆周方向的硬度差(ΔHv) 限制在45以内，可消除因上述应力偏差引起的诸问题。
为了确保优良的递送性和电弧稳定性，上述硬度偏差(ΔH v)最好控制在35以内。
上述应力偏差的特性，可通过X线衍射(X-Ray Diffr action)试验显示，也可以用SEM等与其类似的电子显微镜观 察，通过组织的分布与大小的比，推断应力分布。虽然也可以采 用在电弧焊丝圆周方向，使微小元素定量化的方法，以及将马氏 体和铁氧体的量和比定量化的方法等，但是，用微型维氏硬度计 测定从焊丝表面约20μm深的表层部硬度分布，表示其偏差(Δ Hv)的方法，从准确性和简单性两方向都是最理想的。
本发明的电弧焊丝，如上所述，其表层部的硬度值差(ΔH v)控制在预定值以下，同时，焊丝表面状态也控制为一定的标 准。
根据本发明者研究的结果，对焊丝递送性和电弧稳定性有影 响的焊丝表面状态，取决于该焊丝的圆周方向的表层部应力偏 差，下面详细说明这一点。
用原子间力显微镜或与其类似的扫描型原子显微镜，测定表 示其圆周方向硬度值差(ΔHv)的焊丝的测定区域，用上述式 1计算随距离(R)而变化的G(R)值，将距离R和G(R) 值做成曲线，G(R)值，在锈垢小的区域内，由于蓄积其值呈 增加的现象，在锈垢比较大的区域，收敛为一定的值。这时的测 定距离R值，在本发明中限定为焊丝表面凸凹的大小。
但是，测定距离R值，在硬度高的层中，其值呈减少的倾向， 在硬度值低的层中，其值呈增加的倾向。这在相同成分的焊丝表 层部中是显著的。该现象，是基于在相同材质中，当结晶粒子的 大小不同时，结晶粒子的大小与结晶粒界的面积率成反比的理 论。即，结晶粒子数相对增加时，结晶粒子数越多，粒界的面积 率也增加，所以，粒子间的相互引力也增加，不容易塑性变形。 因此，当粒子的大小小时、或者粒界的面积率大时，比其相反情 形时收缩力高，粒子的大小小时产生变形，对于塑性变形的抵抗 也高，相对地硬度值也增加。
该粒子的大小，还是决定焊丝表面凹凸部大小的因素之一， 总之，粒子的大小小时，表面凹凸部的大小也减小，硬度值也增 加，显示相对的-σ特性。同时产生收缩变形。该收缩变形时产 生的收缩应力，是焊丝的拉拔制造时摩擦热和塑性变形引起的， 大量的晶格缺陷和晶格变形产生的应力集积，也使结晶粒内的硬 度值增加。
如上所述，焊丝圆周方向的硬度偏差越大，+σ特性和-σ 特性的应力偏差越大，所以，在测定区域的测定距离R值也不同。 另外，该R值的变化也使粗度相关函数的G(R)值变化。
这里，重要的一点是，上述测定距离R和粗度相关函数G (R)，是评价焊丝递送性等表面信息的状态函数。换言之，上 述测定距离R值，与递送缆线内的凹凸部摩擦面积有关，上述G (R)值，是引起焊接时递送缆线内摩擦阻力的主要原因。
因此，本发明中控制焊线的表面状态，使得在其测定区域中， R()值在1.0×104至2.0×105的范围，G(R) (2)值在5.0×104至1.0×108的范围。这样可得 到优良的递送性和电弧稳定性。其理由是，如果G(R)(2) 值超过1.0×108，则不仅摩擦阻力增加，而且引起焊接头 内的接点不稳定，电弧性变差；如果不足5.0×104，则递 送辊与焊丝间的打滑现象增加，导致递送不稳定。
另外，如果R()值超过2.0×105，则摩擦面积增加， 递送负荷电流(A)增加；反之，如果不足1.0×104则硬 度值增加，柔软性降低，递送性差。
如果R()值超过2.0×105，G(R)(2)值不 足5.0×104，递送时，由于递送辊的打滑，焊丝表面被卡 刮，递送不稳定。如果R()值不足1.0×104，G(R) (2)值超过1.0×108，则焊丝刚性变大，递送负荷急 剧上升。
上述的本发明，不受焊丝种类的限制。换言之，不仅是实心 焊丝，也包括带焊剂的焊丝，其圆周方向的硬度偏差以及其表面 状态，只要在本发明的范围内，就属于本发明的范围。
附图说明
图1是表示电弧焊丝的表层部应力偏差的模式图。
图2是表示带焊剂焊丝的局部断面的模式图。
图3是表示带焊剂焊丝的扭曲变形的模式图。
图4是表示评价带焊剂焊丝的焊接性能的焊接试验装置的 模式图。
图5是表示评价实心焊丝的焊接性能的焊接试验装置的模 式图。
图6是评价发明例11(NF)的递送性能的数据曲线图。
图7是评价发明例1(NF)的递送性能的数据曲线图。
图8是评价发明例4(CS)的递送性能的数据曲线图。
图9是长时间焊接，评价发明例4(CS)的递送性能的数 据曲线图。
图10是评价比较例4(BF)的递送性能的数据曲线图。
图11是评价已往例1(CS)的递送性能的数据曲线图。
图12是评价比较例6(NF)的递送性能的数据曲线图。
图13是评价比较例8(CS)的递送性能的数据曲线图。
图14是评价已往例4(BF)的递送性能的数据曲线图。
图15是评价已往例5(NBF)的递送性能的数据曲线图。
图16是表示Δl随着ΔA而变化的曲线图。
图17是表示随着ΔHv而变化的ΔA与Δl的关系的曲线 图。
图18是表示随着ΔHv而变化的ΔA(a)与Δ(m)与Δ A(m)的关系的曲线图。
图19是用原子间力显微镜，将测定值曲线化，表示R值与 G(R)值的曲线图。
图20是表示ΔHv和R和G(R)的倾向的曲线图。
图21是表示R和Δl、ΔA(m)的倾向的曲线图。
图22是表示G(R)和Δl、ΔA(m)的倾向的曲线图。
图23是表示带焊剂焊丝(BF)的断面组织的照片。
图24是表示带焊剂焊丝(BF)接头部的断面组织的照片。
图25是表示带焊剂焊丝(NF)的断面组织的照片。
图26是表示带焊剂焊丝(NF)接头部的断面组织的照片。
图27是表示实心焊丝(CS)的断面组织的照片。
图28是表示实心焊丝(CS)的断面组织的照片。

下面，说明本发明的电弧焊丝的制造法之一例。
先说明实心焊丝的制造。用热轧法或拉拔法制成直径为 5.5mm至8.0mm的线材(焊丝)，用化学或物理化学方法， 对该线材进行酸洗，完全去除掉表面的锈垢后，再用温水反复清 洗。这时，要注意不要因长时间的酸洗而引起酸腐蚀，还要特别 注意氢气的产生引起氢脆性等。另外，由于粉状物(该粉状是酸 洗过度而附着在表面的)等污染物质的产生和附着，会导致拉丝 时润滑剂的运送及吹入困难，是阻碍拉丝的因素，所以要进行恰 当的酸洗。
为了提高拉丝时润滑剂的运送和吹入性，要形成润滑覆盖 膜。已往的石灰覆盖膜、或硼砂(Na2B4O7.10H2O、或 Na2B4O7.5H2O)覆盖膜等，吸湿性高，随着气温和湿度的变化， 拉丝作业性也有显著差异，所以，要进行充分的干燥和湿度管理。 另外，硼砂(Na2B4O7.10H2O、或Na2B4O7.5H2O)，在 覆盖膜形成后表面粗度为0.1～0.2μm(浓度150～3 00g/l)，相当缓和，所以导致润滑剂的运送和吹入不足。另 外，由于吸湿率为约15～25％(10～25日)，所以常含 有水分，并且随着时间的经过，吸湿率增高，拉丝作业时覆盖膜 剥落，或者无水物的生成，使得拉丝作业性显著降低。因此，在 拉丝作业时，拉丝模子与焊丝间近乎于直接的摩擦，表面应力也 显著增加，同时其应力偏差也增加，上述硼砂(Borax)采用 Na2B4O7.2H2O更有效。因为Na2B4O7.2H2O与 Na2B4O7.10H2O、或Na2B4O7.5H2O相比，不仅吸湿率低，而且表面粗 度也高，可得到拉丝作业效率高的焊丝。
如果硼砂是采用Na2B4O7.5H2O，则在覆盖膜形成后不 停滞地立即使其干燥的拉丝连续工序中，更有效。因为水分吸湿 率高的Na2B4O7.5H2O覆盖膜，使停滞时间最少，可减少吸湿量， 与浸渍式相比，选择连续工序，可以在焊丝表面不遗漏地形成覆 盖膜。
另外，虽然硼砂也可以采用Na2B4O7.H2O或Na2B4O7，但是， 由于它在高温(400～600℃)下溶解，所以，浸渍时在焊 丝表面形成高温氧化物(锈垢)，比较难以将其去除。同时，高 温氧化物对拉丝性有不好的影响。
另外，把Zn系磷酸盐(Zn3(PO4).4H2O)作为覆盖膜的方 法，由于其低吸湿率和高的表面粗度，对提高拉线性是有效的， 但是，在拉丝后很难去除掉残存的Zn系磷酸盐 (Zn3(PO4).4H2O)。当然，这种情形下，虽然可以用NaOH或碱性表面活性剂 等将其去除，但是，在粒界上着色的Zn系磷酸盐 (Zn3(PO4).4H2O)很不容易除去。另外，该残存的Zn系磷酸盐 (Zn3(PO4).4H2O)，在拉丝时的粒界间妨碍纤维组织的伸展，或者形 成铁与磷的氧化合物，在特定粒界应力集积，所以导致应力偏差。 另外，镀铜时形成不稳定的镀层，也是镀层剥落的原因。因此， 由于上述问题，最好选择前处理覆盖膜，并且采用吸湿性低的、 覆盖性好的盐(salt)。上述盐的种类根据使用用途有很多种， 通常吸湿率在5～10％(10～25日)。另外，覆盖膜形成 后表面粗度为1.0～3.5μm(浓度150～300g/l)， 所以，拉丝作业时可运送和吹入大量的润滑剂。
拉丝方法中，干式拉线更为有效，备有使实心焊丝断面阶段 地缩小的若干个拉丝模子，使这些拉丝模子旋转，其旋转方向是， 使与实心焊丝的拉丝方向成直角的若干个拉丝模子，交替地顺时 针方向和反时针方向旋转，这样可有效地使实心焊丝表层部应力 特性均匀。这是因为，这样做不仅能有效地使焊丝圆周方向的断 续应力分布连续地分散，而且具有使应力偏差相互抵消的作用。 当然，这样做也导致整体上微少的硬度分布增加，但这并不成为 什么问题。另外，脆弱而无柔软性的、硬度高的线材，干式拉丝 是困难的。反之，硬度过低的软化线材，也是困难的。因此，要 控制为具有适当的柔软性，为此，保持应力的平衡更加有效。
干式拉线用润滑剂，可根据实心焊丝的刚性，选择采用软化 点高的Na系、Mo系、W系、Li系、或Ca-Mo系、Ca-W系、 Ca-Li系等的润滑剂，为了有效地吹入拉丝润滑剂，要充分考 虑润滑剂的粒度和比重，同时，为了防止拉丝润滑剂因停滞而碳 化，将其取入涡流装置中，使拉丝润滑剂形成充分的涡流。另外， 为了防止因拉丝时摩擦温度增高引起拉丝模子的急速磨耗和干 式润滑剂的碳化，防止在实心焊丝表面产生表面龟裂等的表面缺 陷，最好采用拉丝模子的直冷方式。上述的前处理和拉丝方法， 能有效地减少实心焊线表层部的应力偏差，同时，拉丝速度也比 已往高速化，从10～20m/sec到25～35m/sec。
另一方面，用湿式拉丝拉成的实心焊丝，随拉丝的阶段性进 展，应力偏差渐渐加大。这是因为湿式拉丝的摩擦系数比干式拉 丝大10倍以上，并且，分散在湿式润滑剂中的铁分和碳化物屑 损伤实心焊丝的表面，使实心焊丝的纤维组织不均匀而造成的。 当然，也可以采用减慢拉丝速度，用过滤器等把分散在湿式润滑 剂中的铁分和碳化物屑过滤掉使之变得清洁，使拉丝模子旋转的 方法。但是，湿式拉丝法中，由于湿式润滑剂的急速老化和摩擦 系数的增加，所以很难用于工业生产，同时其制造工序也复杂。
为了减少实心焊丝表层部的应力偏差，也考虑过采用应力去 除热处理的方法。但是，一般的应力去除热处理，使实心焊丝整 体软化，焊接作业时，在递送缆线内，微小的摩擦阻力就使得实 心焊丝起伏不平或弯曲，得不到优良的递送特性。尤其是在弯曲 的递送缆线内，该现象更严重。
本发明者，对于如何去除实心焊丝表层部应力，进行了锐意 研究。结果发现，进行高频热处理可有效地去除实心焊丝表层部 的应力。即，实心焊丝在拉丝后，为了实施镀铜而要去除表面油 脂和异物，进行脱脂，在该脱脂前，设置高频感应式加热炉，进 行连续的脱脂和镀层作业，同时可消除因拉丝而形成的不均匀应 力。
上述方法，能有效地保持实心焊丝的刚性，消除表层部应力， 同时减少应力偏差，而且，借助高频热处理，可简单地去除残存 在实心焊丝表面的润滑剂。另外，借助热处理，几乎不形成高温 锈垢，即使形成，经过了脱脂-酸洗工序也能完全去除。另外， 升温后的实心焊丝表面，在脱脂-酸洗-镀层各工序中，能有效 地发挥作用，未镀层的实心焊丝也在同一工序中增加脱脂-酸洗 -脱脂工序，可减少应力偏差。当然，已往也采用在脱脂工序前 吹喷火焰、去除焊丝油脂成分的方法，但是，该已往的方法不能 减少焊丝表层部的应力偏差。
如上所述，本发明中，通过前处理和控制拉丝工序，可减少 实心焊丝表层部的残存应力的偏差，同时，用高频感应式加热炉 进行高频热处理，也有效地减少焊丝表层部的残存应力的偏差。 而且，选择上述全部方法进行控制时，能更加减少其表层部的残 存应力偏差，能得到具有相当高标准表面状态的实心焊丝(焊 丝)。
下面，说明本发明的带焊剂焊丝的制造。
选择表面没有伤痕等表面缺陷的、厚度为0.2mm至1.0 mm、宽度为10mm以内的薄冷软钢板，应选择厚度和宽度的误差 小的冷软钢板。如果，冷软钢板的厚度和宽度不规则，则成形后 拉丝时的应力偏差显著增加。另外，在成形前，为了使成形辊与 冷软钢板的直接摩擦最小，在冷软钢板的里面涂敷富含油脂的金 属碱构成的缓冲剂。接着，使其通过U字形加工辊之间，将其断 面形成为U字形。接着，从焊剂供给机往U字形凹部内充填焊剂。 然后，再使其通过成形辊之间，成形为管型断面的焊丝，最后， 用拉丝将其拉至预定的直径，这样便可得到具有预定直径的几种 带焊剂焊丝。
这时，用与制造实心焊丝相同的方法，准备几个使带焊剂焊 丝断面阶段地缩小的拉丝模子，使这些模子旋转，同时其旋转方 向是，使与拉丝方向成直角的几个拉丝模子交替地朝顺时针方向 和反时针方向旋转，这样，可以使焊丝表层部的应力特性均匀。
氧化热处理带焊剂焊丝的制造中，所用的润滑剂是，在成形 时，采用在Ca系润滑剂中混合了MoS2或WS2的润滑剂。在 拉丝时，采用在Ca系润滑剂中混合了MoS2或WS2、并且在 金属碱中添加了表面活性剂的润滑剂，将该润滑剂在水中稀释后 使用。
尤其是，在拉丝时，为了有效地吹入干式拉丝润滑剂以及均 匀地涂敷润滑剂，要充分考虑润滑剂的粒度和比重，为了防止拉 丝润滑剂因停滞而碳化，将其取入涡流装置中，使拉丝润滑剂形 成充分的涡流。另外，为了防止因拉丝时摩擦温度增高引起拉丝 模子的急速磨耗和干式润滑剂的碳化，防止在焊丝表面产生表面 龟裂等的表面缺陷，最好采用拉丝模子的直冷方式。
上述那样制造的带焊剂焊丝，为了防止氧化热处理程度不均 匀，卷绕在小容量的卷轴上，同时为了充分地进行热传递，在约 300～400℃中进行长时间氧化热处理。这时，使残存在带 焊剂焊丝外皮表面的润滑剂碳化，形成由黑硬表皮层构成的低温 铁氧化物层或氮化物层等的保护膜。
在无氧化热处理带焊剂焊丝的制造中，所用的润滑剂是，在 成形时，采用在Ca系润滑剂中混合了MoS2或WS2的润滑 剂；在拉丝时，采用在Ca系润滑剂中混合了MoS2或WS2， 同时把Na系润滑剂或Na-Si系润滑剂在水中稀释后使用。
在无热处理带焊剂焊丝的制造中，所用的润滑剂是，在成形 时，采用在Ca系润滑剂中混合了MoS2或WS2的润滑剂；在 拉丝时，采用在Ca系润滑剂中混合了MoS2或WS2，同时把 Na系润滑剂或Na-Si系润滑剂在水中稀释后使用。并且，用 高速使拉丝后的带焊剂焊丝表面上光，可有效地使表面的应力偏 差相互抵消。
另外，为了减少递送时的摩擦阻力，在上述的上光后，往带 焊剂焊丝表面喷射或静电涂敷氟利昂和石油系润滑油的稀释剂， 然后，再分散涂敷Ca-Mo-Zn系润滑剂。
然后，用U形加工辊和成形辊，制造充填了焊剂的带焊剂焊 丝，将外皮接头部高频焊接，去除其突起部后，采用在Ca系润 滑剂中混合了MoS2或WS2的润滑剂，同时把Na系润滑剂或 Na-Si润滑剂在水中稀释后使用。进行拉丝。上述拉丝后用高速 使带焊剂焊丝表面上光，接着，使其通过高频感应式加热炉，用 瞬间的感应热，仅对外皮表层部进行应力去除热处理后，进行连 续的脱脂和镀铜作业，但是，在用高频感应式加热炉去除表层部 应力时，要注意热不要影响到外皮内的焊剂，所以应采用瞬间的 感应热，使表层部的应力偏差减少。
下面，用实施例更详细地说明本发明。
(实施例)
从卷绕或收容在卷轴上或包内的焊丝、或者与之类似地卷绕 着或收容着的焊丝上，切出几段长度为硬币大小的样品，对卷绕 或收容着的焊丝，以10kg的间隙数次采样。对切出的几个样品， 选择用肉眼确认为无伤痕的样品，在丙酮和乙醇中分别进行5分 钟超声波清洗后使其干燥。但是，对于镀层样品的底表面，用1∶ 1的NH4OH溶液和蒸馏水的混合溶液，剥离了镀层后进行超 声波清洗并干燥之。然后，在硬币大小的夹具上，形成被取样焊 丝的粗细的沟槽，用粘接剂固定焊丝使其不能动。该方法中，制 作带焊剂焊丝和实心焊丝的试样，分别准备好镀层的试样、未镀 层的试样、和剥离了镀层的试样。
在具有阻隔外部振动的防振装置的台上，用原子间力显微镜 测定上述各试样，其测定区域是80μm×80μm。这时，在同 一测定区域测定6次，从得到的值中，舍去最小值和最大值，取 其余4次的平均值。另外，在焊丝圆周方向的测定区域中一边移 动，一边进行数次以上的测定，用上述式1测定随R值变化的G (R)值，做成为X轴代表R、Y轴代表G(R)的曲线，求其 坡降成为水平的最初地点的R值和G(R)值，在下表1中表示。
另外，从卷绕或收容在卷轴上或包内的实心焊丝和带焊剂焊 丝、或者与之类似地卷绕着或收容着的焊丝上，切出几段长度为 15mm的样品。将上述切出的各样品呈直立状固定住，并使其硬 度不上升地一点一点地研磨样品断面，进行分类。
对用上述方法制造的带焊剂焊丝和实心焊丝的样品，施加2 00g的试验荷重，一边使其在圆周方向每90°地旋转，移动 测定部位，一边用微型维氏硬度计测定其硬度。这时，为了减少 试验误差，在测定区域每一部位，各测定6次，舍去测定值中的 最小值和最大值，取其余测定值的平均值。这样测定的硬度值， 每一个样品有4个硬度平均值，该4个中最大硬度平均值和最小 硬度平均值的偏差，用ΔHv表示，如下表1所示。
采用上述准备的焊丝进行焊接，这时的焊接是在通常条件下 进行的。即，为了减少试验误差，带焊剂焊丝是采用自动往复台 进行自动焊接，实心焊丝是采用机械手进行自动焊接。焊接机是 晶体管式转换器控制方式的CO2/MAG焊接机，其额定输出 是DC350A-36V，递送装置的递送辊是采用陶瓷材。
为了评价焊接时的递送性能，测定通过了递送辊的焊丝的递 送长度和焊接焊矩部的焊丝递送长度，该测定长度的偏差值在下 表1中表示。为了求出这时递送长度的准确值，确认其偏差，在 递送辊与递送缆线入口部之间，改造焊接焊矩部和递送缆线连接 部，在其两侧安装旋转编码器(Rotary encoder)，在焊接作 业时，使焊丝可通过附着在旋转编码器上的二个辊之间。上述旋 转编码器是将焊丝的线速度转换为旋转速度、并测定该旋转速度 的角速度测定装置，每转一圈发生1000个脉冲，具有200 kHZ的最大频率应答。采用用F/V转换器构成的电路，与脉冲频 率成正比地，将产生的脉冲的频率转换为直流电压。将该直流电 压放大，输出到数字变换器，读取输出的数据，换算为焊接时5 分钟内递送的焊丝长度。
用上述的焊接作业方法进行焊接，把从递送部和焊矩部输出 的数据，换算为焊接时间内递送的焊丝长度，将其偏差作为焊丝 长度偏差的Δl，在下表1中表示。
另外，备有图4和图5所示焊接装置。如图所示，装在递送 装置5上的焊丝3，被递送辊4往递送缆线8内移送，通过焊接 用焊枪的头，焊接在被焊接材7上。
这时，上述递送缆线8，在带焊剂焊丝中，如图4所示地配 置成M字状，6m长的递送缆线8以300mm的直径11弯折3 次，递送缆线8的峰的宽度10是750mm，高度9是600m m。在实心焊丝中，如图5所示，配置成O字条，5m长的递送缆 线8以500mm的直径11卷绕一圈，所以，焊丝递送时，使递 送辊4旋转的递送马达的负荷电流(A)增加。
用图4和图5所示方法连续焊接，用数字示波记录器(Di gital Oscillogra phic Recorder)测定各焊接电压(×V)(C H1)及焊接电流(×kA)(CH3)的变动、以及递送马达 的负荷电流(×10A)(CH5)，计算得到的递送马达负荷 电流偏差(A)的递送阻力偏差ΔA{ΔA＝焊接时递送马达的 负荷电流(A)-焊接前焊丝递送时递送马达的负荷电流(A)}、 图6所示例中递送马达的负荷电流的变动值(A)的ΔA(m)、 递送马达的负荷电流(A)的A(m)、焊接电流的变动值(A) 的ΔA(a)，其结果如下表1所示。
把下表1的发明例1中的示波记录器的结果值，表示为图 7，发明例4表示为图8，发明例11表示为图6，比较例4表 示为图10，已往例1表示为图11，比较例6表示为图12， 比较例8表示为图13，已往例4表示为图14，已往例5表示 为图15。另外，把长时间连续焊接的发明例4中的示波记录器 的结果值表示为图9。
在连续焊接中，评价递送性和电弧稳定性的良好程度，依次 用◎、○、△、×在下表1中表示。同时，其综合评价值的良好 程度，也依次用◎、○、△、×在下表1中表示。
在下表1中，“CS”表示镀铜的实心焊丝，“US”表示 没有镀层的实心焊丝，“BS”表示处理的实心焊丝，“BF” 表示热处理的带焊剂焊丝，“NF”表示无热处理的带焊剂焊丝， “NBF”表示无氧化热处理的带焊剂焊丝，“CF”表示无接 头的镀铜的带焊剂焊丝。
另外，在下表1中，Δl随着ΔA的变化，在图16中表示。 随着ΔHv而变化的ΔA与Δl的关系，在图17中表示。从图1 7可知，记号“I”表示本发明中使应力偏差最小，得到的硬度 差(ΔHv)在45以内的区间，表示可得到优良递送性能的Δl 与ΔA的上限区间。记号“II”表示本发明中，使应力偏差更加 最小化，不仅得到优良递送性能、而且可确保稳定的电弧性的最 理想区间，即硬度差(ΔHv)在35以内的区间。
下表1中，随着ΔHv而变化的ΔA(a)、A(m)、ΔA (m)的关系，在图18中表示。图19表示本发明的第3实施 例，是用原子间力显微镜测定，用上述式1计算G(R)(2) 值，做成为X轴表示测定距离(R)、Y轴表示粗度相关函数G (R)的曲线，该曲线中，表示随着测定距离(R)增大，G(R) 值增加，到达一定状态时的最初地点的测定距离R()值和粗 度相关函数G(R)(A2)的值。另外，随着ΔHv而变化的、 R()和G(R)(2)的变化倾向在图20中表示。随着R ()而变化的Δl(mm)和ΔA(m)的倾向在图21中表示。 随着G(R)(2)的Δl(mm)和ΔA(m)的变化倾向在图 22中表示。
另外，用光学显微镜(×400)观察在氧化热处理的带焊 剂焊丝(BF)中，因应力偏差引起的、断面与接头部的不同倾 向的断面组织照片和接头部断面组织照片的各一例，分别在图2 3和图24中表示。另外，在无热处理带焊剂焊丝(NF)中， 因应力偏差引起的、断面和接头部的不同倾向的断面组织照片和 接头部断面组织照片的各一例，分别在图25和图26中表示。
另外，在实心焊丝(CS)中，因应力偏差引起的、表示不 同倾向的断面组织照片的各一例，分别在图27和图28中表 示。
表1
区分  ΔHv                          递送特性评价  综  合  评  价  R()   G(R)   Δl(mm)   ΔA   A(m)   ΔA   (m)   ΔA(a)  递送性   电弧稳   定性   发明   例1  NF  5.2  1.88×104   6.08×105   2.8   0.2   0.8   0.1   30  ◎  ◎  ◎   发明   例2  US  6.8  2.03×104   9.20×105   5.1   0.2   0.7   0.3   20  ◎  ◎  ◎   发明   例3  BS  9.7  7.81×104   5.40×105   8.3   0.4   0.9   0.2   40  ◎  ◎  ◎   发明   例4  CS  12.0  8.13×104   9.82×105   11.8   0.3   1.2   0.5   30  ◎  ◎  ◎   发明   例5  US  16.4  7.81×104   1.25×106   14.1   0.3   1.8   0.4   60  ◎  ◎  ◎   发明   例6  CS  18.3  1.00×106   1.19×106   16.1   0.5   1.6   0.5   50  ◎  ◎  ◎   发明   例7  BS  21.2  8.13×104   2.75×107   15.3   0.4   2.2   0.6   30  ◎  ◎  ◎
发明 例8  CF  25.8  1.63×106 2.68×107 17.3  0.4  2.2  0.3  60  ◎  ◎  ◎ 比较 例1  CS  46.2  6.56×104 4.15×104 21.2  0.5  -  -  -  -  -  - 发明 例9  NB  F  27.6  7.81×104 2.95×107 17.2  0.6  1.9  0.4  80  ◎  ◎  ◎ 发明 例10  BF  32  8.13×104 3.26×107 16.8  0.7  2.3  0.8  80  ◎  ◎  ◎ 比较 例2  US  62  8.13×104 1.15×108 31.1  0.7  -  -  -  △  △  △ 发明 例11  NF  36  8.75×104 3.02×107 17.2  0.6  1.6  0.7  70  △  ◎  ○ 发明 例12  BS  10  5.31×104 3.62×106 7.6  0.6  -  -  -  -  -  - 发明 例13  CF  42  6.25×104 2.42×107 19.0  0.8  2.1  0.9  50  ○  ◎  ◎ 比较 例3  BS  57  8.26×103 2.20×107 26.3  0.9  -  -  -  △  ○  △ 发明 例14  BF  45  9.69×104 9.38×105 19.5  0.8  2.4  0.9  90  ○  △  ○ 比较 例4  BF  48  8.50×103 9.09×105 22.4  1.2  2.6  1.1  110  △  ×  × 比较 例5  NB  F  59  8.44×104 2.04×105 38.6  1.2  -  -  -  ×  △  × 已有 例1  CS  51  7.89×103 9.89×104 26.3  1.2  2.6  1.3  130  ×  △  × 发明 例15  US  12  7.50×104 5.84×106 11.2  1.1  -  -  -  ◎  ◎  ◎ 已有 例2  US  55  5.31×104 1.57×108 25.9  1.2  2.8  1.2  120  △  ×  × 比较 例6  NF  58  4.06×104 5.27×104 28.1  1.3  3.2  1.3  110  ×  ×  × 已有 例3  BS  57  2.78×105 6.74×106 41.2  1.3  -  -  -  ×  ×  × 比较 例7  CF  63  1.62×103 6.27×103 26.2  1.2  3.3  1.5  150  △  ○  △ 发明 例16  NF  17  8.44×104 1.57×107 14.5  1.2  -  -  -  ◎  ◎  ◎ 比较 例8  CS  47  6.56×104 1.80×107 12.1  1.4  -  -  -  ×  △  △ 已有 例4  BF  67  9.13×103 2.29×104 42.8  1.8  3.0  1.8  140  ×  △  × 比较 例9  BS  48  1.42×104 9.87×107 8.4  1.8  -  -  -  -  -  - 已有 例5  NB  F  74  3.31×105 3.35×108 40.1  2.1  2.9  2.2  140  ×  ×  × 比较 例10  US  66  4.41×103 4.19×104 22.4  2.1  -  -  -  ×  △  × 比较 例11  CF  58  1.12×104 1.97×108 19.8  2.3  -  -  -  △  ×  △ 已有 例6  NF  81  1.31×106 1.12×109 63.5  2.5  3.1  2.4  170  ×  △  × 比较 例12  NB  F  85  2.31×105 1.22×106 54.1  2.4  3.4  2.4  180  ×  ×  × 比较 例13  NF  92  5.31×105 4.82×108 64.5  2.2  3.8  2.2  220  ×  ×  ×
从表1中可知，用微型维氏硬度计测定焊丝表层部，测定结 果的硬度偏差(ΔHv)在45以内、R()和G(R)(2) 在特定范围内的发明例(1-16)，呈现出良好的递送特性。 而硬度偏差(ΔHv)在一部分区域超过45、或者R()和G (R)(2)在特定范围外的比较例(1-13)和已往例(1 -6)，递送特性非常不稳定。而且，硬度偏差(ΔHv)超过 50的比较例(2-3、5-7、10-13)和已往例(1- 6)，在焊接过程中有几次产生不稳定的递送特性和电弧短路。
从图12可知，比较例6中，随着焊接时间的经过，电弧变 得不稳定，递送马达的负荷电流(A)的A(m)渐渐增加，电 弧中断，使焊接中断。比较例(12)中，递送辊反复空转，电 弧被反复地切断、接通，结果，引起电弧短路。另外，硬度偏差 (ΔHv)超过65的比较例(10、12、13)和已往例(4 -6)中，从焊接一开始，不仅递送马达的负荷电流(A)的A (m)非常高，而且，存着着递送辊空转，损伤焊丝表面的问题。 并且，焊接后的焊珠表面高低不平，显示出很差的焊珠特性。但 是，硬度偏差(ΔHv)在35以内的发明例(1-10，15 -16)中，即使长时间进行焊接作业，也能得到优良的递送性 能，而且显示出非常稳定的电弧特性。其一例在图9中表示。
另外，随着ΔA的减少Δl减少的倾向，在图16中表示， 通过将(ΔHv)控制在45以内，如图17所示，使ΔA和Δl 很低并保持为一定，可得到优良的递送特性。另外，通过把(Δ Hv)控制在45以内，如图18所示，可以使ΔA(m)、A(m)、 ΔA(a)等很低并控制为一定，不仅能得到优良的递送特性， 而且具有稳定的电弧性。
另外，如图23、24、26所示，本发明的焊丝，其断面 组织的大小也保持为一定。即，(ΔHv)在45内的微少硬度 偏差，虽然保持图23、25照片上部和图24、26的组织， 比图23和图25照片下部组织不保持一定，呈不均匀状态，但 整体上是一定的。另外，图27的照片是现有例1，照片的左中 央部与右中央部相比，组织相当不均匀，整体的ΔHv高，ΔHv 是51。但是，图28是本发明例4，其组织一定地分布，并且 整体的ΔHv低，ΔHv是12。
即使采用光学显微镜(×400)，也难以将应力定量化， 但是其分布倾向可看得很清楚。另外，当ΔHv在约45以内时， 如图20所示，R()和G(R)(2)进入均匀的特定范围 内，当ΔHv在约45以上和偏差大时，R()和G(R)(2 )分布在大范围内。另外，如图21和图22所示，R() 和G(R)(2)在特定区域内分布在Δl(mm)和ΔA(m) 的低位置。
如上所述，满足本发明条件的发明例，与比较例和已往例相 比，具有低的硬度偏差，所以，显示出优良的递送特性。另外， 递送特性的Δl、ΔA、ΔA(m)、A(m)、ΔA(a)也很低 且保持为一定。即，本发明中，通过控制焊丝的应力偏差和表面 特性，可得到作业性能(递送性、电弧稳定性)优良的电弧焊丝。
本发明的效果是，如上所述，本发明提供的电弧焊丝，将其 圆周方向的硬度值的差(ΔHv)控制在一定值以下，将其表面 状态也控制为一定的标准，所以递送性和电弧稳定性优良。