專利名稱：電弧焊絲的制作方法
技術(shù)領(lǐng)域：
本發(fā)明涉及包括實(shí)心焊絲、帶焊劑焊絲等的電弧焊絲，具體地說，涉及適合于軟鋼、高拉力鋼、不銹鋼等的焊接的、電弧穩(wěn)定性和遞送性好的電弧焊絲。
實(shí)心焊絲的制造時，用熱軋或拉拔形成直徑為5.5～8.0mm的線材(焊絲)，在該線材的表面通常殘存著高溫銹垢，隨著時間的經(jīng)過，與空氣中的分反應(yīng)生成低溫銹垢。因此，為了除去該銹垢，要進(jìn)行彎曲加工或刷絲加工等，或者采用噴丸除銹、噴砂除銹等物理方法。另外，也可以把附著著上述銹垢的焊絲浸漬到鹽酸或硫酸中，用化學(xué)方法除銹。也可以用超聲波酸清洗這樣的物理化學(xué)方法，除去高溫銹垢和低溫銹垢。
用干式或濕式潤滑劑和拉絲用模子，對用上述方法除去了銹垢的線材(焊絲)進(jìn)行拉絲，拉到預(yù)定的線徑。拉線時，在焊絲中央作用付加的壓縮應(yīng)力，另外，從表面作用著拉伸應(yīng)力，當(dāng)超過了塑性極限時就產(chǎn)生變形，斷面縮小，同時朝長度方向延伸。這時，即使取消付加應(yīng)力，作用應(yīng)力成為塑性變形而不被消耗，未超過彈性極限的一部分疲勞應(yīng)力，彈性回復(fù)。但是，因焊絲內(nèi)部的晶格缺陷和表面缺陷等原因，塑性變形時，彈性極限和塑性極限在焊絲表面不平衡，變形應(yīng)力因剪切應(yīng)力到達(dá)臨界值時，表面產(chǎn)生破壞。即，沿長度方向延伸的纖維組織被切斷，象樹皮那樣產(chǎn)生剝離，在剝離的組織痕跡上形成深的溝槽。這通常稱為拉絲時摩擦引起的熱裂紋(表面龜裂)。再繼續(xù)拉絲作業(yè)時，剝離組織的鐵屑燒結(jié)在拉絲用模子與焊絲之間，結(jié)果，使拉絲用模子磨耗，并且損傷焊絲表面，難以制成優(yōu)質(zhì)的焊絲。因此，為了提高冷拉絲性，防止焊絲與拉絲模子直接摩擦并使其具有潤滑性，通常是在焊絲的表面涂敷Zn系磷酸鹽(Zn3(PO4).4H2O)或硼砂(Na2B4O7.5H2O,Na2B4O7.10H2O)，在拉絲前形成復(fù)蓋膜，同時，為了吹入拉絲潤滑劑，采用了壓力模和壓接輥等。接著，在拉絲后的焊絲表面，利用化學(xué)反應(yīng)和電解反應(yīng)鍍銅。進(jìn)行長時間的焊接作業(yè)時，由于存在鍍層剝離等的問題，所以也廣泛采用不鍍層的實(shí)心焊絲。
但是，如

圖1所示，上述那樣制成的焊絲，即使去除在拉絲作業(yè)時從其表面作用的付加應(yīng)力，該作用應(yīng)力由于全部成為塑性變形而不被消耗，一部分疲勞應(yīng)力作為殘存應(yīng)力留下。具體地說，由于焊絲內(nèi)部的晶格缺陷和表面缺陷的原因，在塑性變形時，彈性極限和塑性極限在表面不平衡，變形應(yīng)力在拉絲方向有連續(xù)性，而在與拉絲方向垂直的方向、即焊絲圓周方向的張拉應(yīng)力(+σ)和壓縮應(yīng)力(-σ)是斷續(xù)的。由于該斷續(xù)的殘存應(yīng)力的不均衡，焊絲為了保持自身的平衡，與張拉應(yīng)力(+σ)和壓縮應(yīng)力(-σ)對應(yīng)地、產(chǎn)生晶格變形以求穩(wěn)定化，因此，焊絲朝著壓縮應(yīng)力(-σ)的方向變形或產(chǎn)生翹曲變形，所以焊接作業(yè)時，在纜線內(nèi)焊絲呈現(xiàn)出方向性，這是一個很大的問題。即，當(dāng)遞送纜線朝著焊絲的-σ方向翹曲時，可減少遞送時的阻力，具有柔軟性，摩擦力也減小。但是，當(dāng)遞送纜線朝著+σ的方向翹曲時，遞送阻力增加，摩擦力也增加，摩擦面也增加。另外，由于焊絲的翹曲變形，焊接時的電弧焦點(diǎn)移動，形成為波形的焊珠，或者，在焊絲朝-σ方向翹曲的狀態(tài)遞送時，會在焊接部位以外形成焊珠。該問題在自動焊接或機(jī)械手焊接時尤為嚴(yán)重。
因此，為了限制上述的變形特性，美國焊接學(xué)會(AWSA5.18)規(guī)定，直徑0.8mm時，鑄件(キャスト)是305mm(12inch)，直徑0.9mm以上時，鑄件是380mm(15inch)，螺線(ヘリツクス)是25mm(inch)以下。為了遵守該美國焊接學(xué)會(AWSA5.18)規(guī)定，通常是用矯正輥或直線機(jī)等，對翹曲變形了的焊絲進(jìn)行強(qiáng)制矯正。另外，在日本特開昭57-168722號公報中揭示的方法是，用矯正輥將焊絲強(qiáng)制地矯正，將其鑄件徑偏差控制在10mm以內(nèi)，將卷繞在卷軸上的焊絲的鑄件的最大值和最小值之間差控制在40mm以下。但是，用該強(qiáng)制矯正方法制造的焊絲，從表面殘留著斷續(xù)的殘存應(yīng)力的不均衡，為了保持自身的平衡，焊絲隨著時間的經(jīng)過而復(fù)原。即，強(qiáng)制矯正引起局部塑性變形，該塑性變形雖然使張拉應(yīng)力(+σ)和壓力應(yīng)力(-σ)會有一些相互抵消，但，未超過塑性極限的幾乎所有殘存應(yīng)力，仍原樣地殘存著，所以，隨著時間的經(jīng)過，本來已變形的焊絲會漸漸復(fù)原，所以該方法不能很好地解決問題。
另外，為了消除上述的殘存應(yīng)力，也采用在680℃前后的應(yīng)力消除熱處理方法。但是，由于焊絲卷繞在大容量的卷軸上，所以，在焊絲開始卷繞的內(nèi)側(cè)部位與后卷繞的外側(cè)部位之間，有熱傳遞時間差和溫度差，所以，應(yīng)力消除熱處理的程度在這兩個部位大不相同。另外，為了高溫銹垢的問題也有采用氮?dú)鉅t的方法，以及為了使上述熱處理程度一定，也有采用中、高碳素線材(焊絲)的熱處理用鉛浴爐進(jìn)行連續(xù)熱處理的方法，但這些方法也同樣，存在著具有使用上限的問題。
另外，日本特開昭55-54296號公報中揭示的技術(shù)是，使焊絲的平均抗拉力為120～170kg/mm2，用微型維氏硬度計(jì)測定焊線的平均表面硬度，使其在250≤Hv≤450。日本公昭53-34569號公報揭示的技術(shù)是，用700℃-4hr進(jìn)行熱處理，將每3m長焊絲的張拉強(qiáng)度差調(diào)節(jié)在2kg/mm2以下，以提高遞送性能。該方法，雖然能在特定范圍內(nèi)管理焊絲的表面硬度，減少張拉強(qiáng)度的偏差，將剛性保持為一定，但是，不能控制焊絲自身的剛性平衡，仍然存在著應(yīng)力不均衡的問題。另外，上述方法是在拉絲作業(yè)的中間工序中采用，為了保持最終得到的焊絲的表面狀態(tài)，在熱處理后還必須繼續(xù)拉絲作業(yè)，因此，還繼續(xù)產(chǎn)生斷續(xù)的殘留應(yīng)力。而且，用熱處理除去應(yīng)力的方法，需要較長的熱處理時間，因此產(chǎn)生表層部的脫碳和微量的脫錳現(xiàn)象，導(dǎo)致焊接作業(yè)時的焊接性能降低，或者導(dǎo)致鍍銅時集積在粒界的碳化物等使鍍層剝落。
制造帶焊劑焊絲的一般工序如圖2所示。使厚0.2至1.0mm、寬10mm左右的薄冷軟鋼板通過U形加工輥之間，將其斷面形成為U字形，接著，從焊劑供給機(jī)往U字形凹部內(nèi)充填焊劑(1)。然后，使其通過成形輥，將斷面成形為管形，最后進(jìn)行拉絲，拉成預(yù)定的直徑。這樣便制成了焊絲。
這樣制成的帶焊劑焊絲，通常，在約300～400℃中進(jìn)行長時間氧化熱處理，使殘存在帶焊劑焊絲外皮(2)表面的潤滑劑碳化，把由黑硬表皮層形成的低溫鐵氧化物層或氮化物層等作為保護(hù)膜，防止與外部接觸而生銹，以求減低摩擦阻力，提高遞送性能。但是，帶焊劑焊絲在氧化熱處理前的拉絲過程中，由于潤滑劑分布不均勻，所以，該氧化熱處理也難以使形成外皮表層的碳化物和低溫鐵氧化物或氮化物等以一定的形態(tài)分布。另外，由于帶焊劑焊絲在氧化熱處理中是卷繞在大容量的卷軸上，所以，先卷繞的內(nèi)側(cè)部位和后卷繞的外側(cè)部位之間，存在熱傳遞時間和溫度差的影響，該影響使氧化熱處理的程度大不相同。另外，由于其外皮表面被不穩(wěn)定、不規(guī)則的表皮層復(fù)蓋著，所以，焊接作業(yè)時，不規(guī)則的遞送阻力造成電弧不穩(wěn)定，或者，造成焊接頭與帶焊劑焊絲外皮表面的通電性不一定，帶焊劑焊絲電極溶化付著在焊接頭上，使焊接作業(yè)中斷等。
為了解決上述問題，日本特開平3-285794號揭示的方法是，在真空狀態(tài)，將焊劑充填到帶焊劑焊絲的外皮內(nèi)，不進(jìn)行氧化熱處理的拉絲加工制造方法。日本特開平4-262894號公報揭示的方法是，將外皮的縫合部位高頻焊接，減少焊接部與非焊接部的硬度差，省去中間熱處理的制造方法。但是，上述方法僅是省掉了氧化熱處理工序，雖然能減少制造費(fèi)用，但不能根本地解決問題。
另外，在氨環(huán)境中進(jìn)行無氧化熱處理的方法也是周知的，但與氧化熱處理的問題同樣地，由于帶焊劑焊絲卷繞在大容量的卷軸上，先卷繞的內(nèi)側(cè)部位和后卷繞的外側(cè)部位，存在著熱傳遞時間和溫度差的影響，所以無氧化熱處理的程度大不相同，由于氣體和溫度傳遞的程度不同，在外皮表面產(chǎn)生污垢，商品性大大降低，焊接性能也顯著降低。這樣制造的帶焊劑焊絲，如圖1所示，無論其斷面形狀如何，由于存在斷續(xù)的殘存應(yīng)力，焊接作業(yè)時出現(xiàn)不規(guī)則的遞送阻力。另外，在外皮接頭(疤痕)部的應(yīng)力集中，導(dǎo)致朝接頭部方向的翹曲，或者如圖3所示地引起扭曲變形。
日本特開昭57-1597號公報揭示的技術(shù)中，為了控制翹曲變形、提高遞送性能，把焊絲的抗張拉力控制為40～100kg/mm2，把朝焊絲長度方向每1m的翹曲角控制在60。以下。但是，該方法中，控制翹曲變形是有限度的，而且隨著時間的經(jīng)過會復(fù)原，不能根本地解決問題。當(dāng)然，在300～400℃中實(shí)施氧化或無氧化熱處理，多少可以緩和一些，但是在300～400℃的溫度范圍內(nèi)，不能完全去除殘存應(yīng)力。另外，如果升溫至700℃附近進(jìn)行應(yīng)力去除熱處理，則充填到外皮內(nèi)的焊劑被燒損或變質(zhì)而不能使用。另外，遞送時，遞送纜線內(nèi)的襯墊彈簧(ライナ-スプリング)雖然受到微小的遞送阻力，但是在應(yīng)力去除熱處理中被軟化了的帶焊劑焊絲，成為彎彎曲曲狀，導(dǎo)致遞送性惡化。
上述日本特開平4-262894號公報揭示的、將外皮的縫合部位高頻焊接、減小焊接部與非焊接部的硬度差，省去中間熱處理而得到的帶焊劑焊絲中，在接頭部的縫合面，在外皮內(nèi)、外部形成縫合突起部，外皮外部的縫合突起部雖然能容易地去掉，但外皮內(nèi)的縫合突起部，不能去除，所以仍存在著應(yīng)力不均衡。即使提出了能完全去除外皮內(nèi)、外部的縫合突起部的方法，在帶焊劑焊絲圓周方向的斷續(xù)殘存應(yīng)力還是存在，所以，帶焊劑焊絲的變形也仍然存在。
在日本特開昭55-158897號公報中，把直徑1.2～1.6mm的帶焊劑焊絲的外皮材的維氏硬度控制在160～240Hv。在日本特開昭63-252694號公報中，把直徑0.6～1.0mm的外皮軟鋼材的碳素材的碳素當(dāng)量控制為0.03～0.110％，用微型維氏硬度計(jì)測定其硬度并限定在120～230Hv。另外，在日本特開平9-38971號公報中，將焊劑充填到帶焊劑焊絲的鋼材外皮內(nèi)，外皮部分相對于充填后焊絲剪切面積的面積率Rh(％)為50≤Rh0≤95，控制為HV≤300,25≤Hv-13500/Rh≤65，以確保電穩(wěn)定性和遞送性能。但是，上述方法中，用微型維氏硬度計(jì)在特定范圍管理表面硬度，對于將焊絲剛性保持為一定多少有些效果，但是，不能控制焊絲自身的剛性平衡，仍然存在著應(yīng)力不均衡，該應(yīng)力不均衡造成遞送不穩(wěn)定。
在日本特開平9-38971號公報中，與特開昭55-158897號公報同樣地，調(diào)節(jié)外皮與焊劑的比率，并將表面硬度控制在適當(dāng)?shù)姆秶鷥?nèi)。另外，為了使焊絲表面平滑化(特開平1-202391號公報)，將表面粗度保持為一定，這樣，多少可得到一些遞送穩(wěn)定性。但是，長時間焊接時，仍然存在遞送的不穩(wěn)定性，而且，表面粗度的控制不能對全表面進(jìn)行，仍不能解決在焊接時頭內(nèi)的接點(diǎn)不穩(wěn)定、以及短路時焊接中斷的問題。
日本特開昭57-56170號公報和特開平3-66495號公報中，提出了用觸針式粗度測定裝置測定并控制表面粗度的技術(shù)。該觸針式粗度測定方法中，不能得到準(zhǔn)確的表面信息，所以其表面粗度的控制是有限度的。為了解決該問題，在日本特開平7-32187號公報中，提出了用3維表面粗度解析裝置，把凸凹部的實(shí)表面積和視在表面積的比限制為比表面積，提高通電點(diǎn)，得到優(yōu)良的電弧穩(wěn)定性。但是，該方法也與一般的表面粗度測定方法同樣，用宏觀的次元推斷表面狀態(tài)的粗度，所以，也難以得到準(zhǔn)確的表面信息。
本發(fā)明是為了解決上述現(xiàn)有技術(shù)中的問題而作出的，其目的是，通過控制電弧焊絲表層部的應(yīng)力偏差和表面狀態(tài)，提供具有優(yōu)良遞送性及電弧穩(wěn)定性的焊絲。
為達(dá)到上述目的本發(fā)明采取以下技術(shù)方案電弧焊絲，其特征在于，控制為具有以下的表面狀態(tài)焊絲圓周方向的表層部硬度偏差(△Hv)在45以內(nèi)，用原子間力顯微鏡或與其類似的掃描型原子顯微鏡，對上述焊絲表面的測定區(qū)域，測定各座標(biāo)和高度，用下述式(1)計(jì)算隨測定距離值(R)而變化的粗度相關(guān)函數(shù)值G(R)，然后，把測定距離R和粗度相關(guān)函數(shù)G(R)的值做成曲線，其坡降收斂到一定時的臨界測定距離R(A)和臨界粗度相關(guān)函數(shù)G(R)(2)值，分別滿足1.0×104～2.0×105、5.0×104～1.0×108，式(1)G(R)=<〔Z(x、y)-Z(x、y)〕2>
式中，(x、y)表示在焊絲表面的測定區(qū)域任意的位置，Z(x、y)表示定義為在該位置的高度的函數(shù)，<…>表示從測定距離R到座標(biāo)的平均值。在曲線中，測定距離(R)用x軸表示，粗度相關(guān)函數(shù)G(R)用y軸表示。
所述的電弧焊絲，其特征在于，上述硬度偏差在35以內(nèi)。
下面說明本發(fā)明。
本發(fā)明者發(fā)現(xiàn)，焊絲圓周方向的表面層的應(yīng)力分布均勻、應(yīng)力偏差最小時，具有優(yōu)良的遞送性和電弧穩(wěn)定性。另外，本發(fā)明者發(fā)現(xiàn)，將焊絲的表面凸凹的形狀和尺寸控制為一定，可得到具有優(yōu)良遞送性和電弧穩(wěn)定性的焊絲。
即，本發(fā)明中，不僅控制焊絲的硬度偏差，還控制表面狀態(tài)，提供具有優(yōu)良遞送性和電弧穩(wěn)定性的焊絲。
本發(fā)明中，用韓國公開特許公報(KR)10-1997-0488672號的原子間力顯微鏡、和用不規(guī)則碎片形(フラクタル)理論決定平均結(jié)晶粒子大小的方法，計(jì)算焊絲表面狀態(tài)(表面凸凹的形狀和尺寸)的信息。這里所說的原子間力顯微鏡，是最近開發(fā)出的一種掃描型原子顯微鏡的一種，是測定尖探針與材料表面間的原子間力，將其用數(shù)據(jù)表示，可表現(xiàn)表面形狀，測定表面高低的裝置，得到的數(shù)據(jù)包含水平方向的距離信息和各位置的材料的高低信息，如果將其用3維表示，則可得到材料的表面形狀。
上述公開特許公報中，利用“當(dāng)材料表面的粗度在結(jié)晶粒子的大小以下時，呈現(xiàn)不規(guī)則碎片形蓄積，當(dāng)材料表面的粗度在結(jié)晶粒子的大小以上時，沒有不規(guī)則碎片形性質(zhì)”這一性質(zhì)，用不規(guī)則碎片形分析材料的表面粗度，同時求其間的境界值，就可求出結(jié)晶粒子的大小。具體地說，用原子間力顯微鏡，對材料表面測定各座標(biāo)和高度，用下式1計(jì)算隨距離(R)而變的G(R)值，然后將距離R和G(R)值做成曲線，把其坡降成為水平的點(diǎn)的距離，定為結(jié)晶粒子的大小。
因此，本發(fā)明的電弧焊絲，是具有下述表面狀態(tài)的電弧焊絲，即，在圓周方向的表層部的硬度偏差(△Hv)在45以內(nèi)，用原子間力顯微鏡或與其類似的掃描型原子顯微鏡，對上述焊絲表面的測定區(qū)域，測定各座標(biāo)和高度，用下式1計(jì)算隨距離(R)而變的G(R)值，然后將測定距離R和粗度相關(guān)函數(shù)G(R)值做成曲線，其坡降收斂到一定處的臨界測定距離R()和臨界粗度相關(guān)函數(shù)G(R)(2)的值，分別滿足1.0×104～2.0×105,5.0×104～1.0×108。
式1G(R)=<〔Z(x、y)-Z(x、y)〕2>
式中，(x、y)表示在焊絲表面的測定區(qū)域任意的位置，Z(x、y)表示定義為在該位置的高度的函數(shù)，<…>表示從測定距離R到座標(biāo)的平均值。測定距離(R)用曲線的x軸表示，粗度相關(guān)函數(shù)G(R)，用y軸表示。
本發(fā)明的電弧焊絲的特征是，其圓周方向的硬度偏差(△Hv)控制在45以內(nèi)，但最好是測定從焊絲表面20μm深度的表層部硬度時，得到的硬度偏差控制在45以內(nèi)。
如果上述硬度偏差值(△Hv)高于45，則從焊絲表面存在斷續(xù)的殘存應(yīng)力，該殘存應(yīng)力引起焊絲的翹曲變形或扭曲變形。另外，在焊接作業(yè)時，遞送纜線內(nèi)的套筒彈簧的遞送負(fù)荷增加，使遞送性能變差，同時電弧性也不穩(wěn)定。
具體地說，在通常的自動或半自動焊接中，因焊接作業(yè)的條件不同，遞送纜線以各種形態(tài)翹曲，在該翹曲的遞送纜線內(nèi)被遞送的的焊絲，從直線狀的遞送纜線受到高遞送阻力。另外，當(dāng)遞送纜線朝焊絲的-σ方向翹曲時，具有柔軟的遞送特性，但是，當(dāng)遞送纜線朝焊絲的+σ方向翹曲時，受到高遞送負(fù)荷，遞送性能大幅度降低。該現(xiàn)象隨著焊絲圓周方向的應(yīng)力偏差增大而更為嚴(yán)重，所以，本發(fā)明中，通過把焊絲圓周方向的硬度差(△Hv)限制在45以內(nèi)，可消除因上述應(yīng)力偏差引起的諸問題。
為了確保優(yōu)良的遞送性和電弧穩(wěn)定性，上述硬度偏差(△Hv)最好控制在35以內(nèi)。
上述應(yīng)力偏差的特性，可通過X線衍射(X-Ray Diffraction)試驗(yàn)顯示，也可以用SEM等與其類似的電子顯微鏡觀察，通過組織的分布與大小的比，推斷應(yīng)力分布。雖然也可以采用在電弧焊絲圓周方向，使微小元素定量化的方法，以及將馬氏體和鐵氧體的量和比定量化的方法等，但是，用微型維氏硬度計(jì)測定從焊絲表面約20μm深的表層部硬度分布，表示其偏差(△Hv)的方法，從準(zhǔn)確性和簡單性兩方向都是最理想的。
本發(fā)明的電弧焊絲，如上所述，其表層部的硬度值差(△Hv)控制在預(yù)定值以下，同時，焊絲表面狀態(tài)也控制為一定的標(biāo)準(zhǔn)。
根據(jù)本發(fā)明者研究的結(jié)果，對焊絲遞送性和電弧穩(wěn)定性有影響的焊絲表面狀態(tài)，取決于該焊絲的圓周方向的表層部應(yīng)力偏差，下面詳細(xì)說明這一點(diǎn)。
用原子間力顯微鏡或與其類似的掃描型原子顯微鏡，測定表示其圓周方向硬度值差(△Hv)的焊絲的測定區(qū)域，用上述式1計(jì)算隨距離(R)而變化的G(R)值，將距離R和G(R)值做成曲線，G(R)值，在銹垢小的區(qū)域內(nèi)，由于蓄積其值呈增加的現(xiàn)象，在銹垢比較大的區(qū)域，收斂為一定的值。這時的測定距離R值，在本發(fā)明中限定為焊絲表面凸凹的大小。
但是，測定距離R值，在硬度高的層中，其值呈減少的傾向，在硬度值低的層中，其值呈增加的傾向。這在相同成分的焊絲表層部中是顯著的。該現(xiàn)象，是基于在相同材質(zhì)中，當(dāng)結(jié)晶粒子的大小不同時，結(jié)晶粒子的大小與結(jié)晶粒界的面積率成反比的理論。即，結(jié)晶粒子數(shù)相對增加時，結(jié)晶粒子數(shù)越多，粒界的面積率也增加，所以，粒子間的相互引力也增加，不容易塑性變形。因此，當(dāng)粒子的大小小時、或者粒界的面積率大時，比其相反情形時收縮力高，粒子的大小小時產(chǎn)生變形，對于塑性變形的抵抗也高，相對地硬度值也增加。
該粒子的大小，還是決定焊絲表面凹凸部大小的因素之一，總之，粒子的大小小時，表面凹凸部的大小也減小，硬度值也增加，顯示相對的-σ特性。同時產(chǎn)生收縮變形。該收縮變形時產(chǎn)生的收縮應(yīng)力，是焊絲的拉拔制造時摩擦熱和塑性變形引起的，大量的晶格缺陷和晶格變形產(chǎn)生的應(yīng)力集積，也使結(jié)晶粒內(nèi)的硬度值增加。
如上所述，焊絲圓周方向的硬度偏差越大，+σ特性和-σ特性的應(yīng)力偏差越大，所以，在測定區(qū)域的測定距離R值也不同。另外，該R值的變化也使粗度相關(guān)函數(shù)的G(R)值變化。
這里，重要的一點(diǎn)是，上述測定距離R和粗度相關(guān)函數(shù)G(R)，是評價焊絲遞送性等表面信息的狀態(tài)函數(shù)。換言之，上述測定距離R值，與遞送纜線內(nèi)的凹凸部摩擦面積有關(guān)，上述G(R)值，是引起焊接時遞送纜線內(nèi)摩擦阻力的主要原因。
因此，本發(fā)明中控制焊線的表面狀態(tài)，使得在其測定區(qū)域中，R()值在1.0×104至2.0×105的范圍，G(R)(2)值在5.0×104至1.0×108的范圍。這樣可得到優(yōu)良的遞送性和電弧穩(wěn)定性。其理由是，如果G(R)(2)值超過1.0×108，則不僅摩擦阻力增加，而且引起焊接頭內(nèi)的接點(diǎn)不穩(wěn)定，電弧性變差；如果不足5.0×104，則遞送輥與焊絲間的打滑現(xiàn)象增加，導(dǎo)致遞送不穩(wěn)定。
另外，如果R()值超過2.0×105，則摩擦面積增加，遞送負(fù)荷電流(A)增加；反之，如果不足1.0×104則硬度值增加，柔軟性降低，遞送性差。
如果R()值超過2.0×105,G(R)(2)值不足5.0×104，遞送時，由于遞送輥的打滑，焊絲表面被卡刮，遞送不穩(wěn)定。如果R()值不足1.0×104，G(R)(2)值超過1.0×108，則焊絲剛性變大，遞送負(fù)荷急劇上升。
上述的本發(fā)明，不受焊絲種類的限制。換言之，不僅是實(shí)心焊絲，也包括帶焊劑的焊絲，其圓周方向的硬度偏差以及其表面狀態(tài)，只要在本發(fā)明的范圍內(nèi)，就屬于本發(fā)明的范圍。
下面，說明本發(fā)明的電弧焊絲的制造法之一例。
先說明實(shí)心焊絲的制造。用熱軋法或拉拔法制成直徑為5.5mm至8.0mm的線材(焊絲)，用化學(xué)或物理化學(xué)方法，對該線材進(jìn)行酸洗，完全去除掉表面的銹垢后，再用溫水反復(fù)清洗。這時，要注意不要因長時間的酸洗而引起酸腐蝕，還要特別注意氫氣的產(chǎn)生引起氫脆性等。另外，由于粉狀物(該粉狀是酸洗過度而付著在表面的)等污染物質(zhì)的產(chǎn)生和付著，會導(dǎo)致拉絲時潤滑劑的運(yùn)送及吹入困難，是阻礙拉絲的因素，所以要進(jìn)行恰當(dāng)?shù)乃嵯础?br> 為了提高拉絲時潤滑劑的運(yùn)送和吹入性，要形成潤滑復(fù)蓋膜。已往的石灰復(fù)蓋膜、或硼砂(Na2B4O7.10H2O、或Na2B4O7.5H2O)復(fù)蓋膜等，吸濕性高，隨著氣溫和濕度的變化，拉絲作業(yè)性也有顯著差異，所以，要進(jìn)行充分的干燥和濕度管理。另外，硼砂(Na2B4O7.10H2O、或Na2B4O7.5H2O)，在復(fù)蓋膜形成后表面粗度為0.1～0.2μ(mm)(濃度150～300g/l)，相當(dāng)緩和，所以導(dǎo)致潤滑劑的運(yùn)送和吹入不足。另外，由于吸濕率為約15～25％(10～25日)，所以常含有水分，并且隨著時間的經(jīng)過，吸濕率增高，拉絲作業(yè)時復(fù)蓋膜剝落，或者無水物的生成，使得拉絲作業(yè)性顯著降低。因此，在拉絲作業(yè)時，拉絲模子與焊絲間近乎于直接的摩擦，表面應(yīng)力也顯著增加，同時其應(yīng)力偏差也增加，上述硼砂(Borax)采用Na2B4O7.2H2O更有效。因?yàn)镹a2B4O7.2H2O與Na2B4O7.10H2O、或Na2B4O7.5H2O相比，不僅吸濕率低，而且表面粗度也高，可得到拉絲作業(yè)效率高的焊絲。
如果硼砂是采用Na2B4O7.5H2O，則在復(fù)蓋膜形成后不停滯地立即使其干燥的拉絲連續(xù)工序中，更有效。因?yàn)樗治鼭衤矢叩腘a2B4O7.5H2O復(fù)蓋膜，使停滯時間最少，可減少吸濕量，與浸漬式相比，選擇連續(xù)工序，可以在焊絲表面不遺漏地形成復(fù)蓋膜。
另外，雖然硼砂也可以采用Na2B4O7.H2O或Na2B4O7，但是，由于它在高溫(400～600℃)下溶解，所以，浸漬時在焊絲表面形成高溫氧化物(銹垢)，比較難以將其去除。同時，高溫氧化物對拉絲性有不好的影響。
另外，把Zn系磷酸鹽(Zn3(PO4).4H2O)作為復(fù)蓋膜的方法，由于其低吸濕率和高的表面粗度，對提高拉線性是有效的，但是，在拉絲后很難去除掉殘存的Zn系磷酸鹽(Zn3(PO4).4H2O)。當(dāng)然，這種情形下，雖然可以用NaOH或堿性表面活性劑等將其去除，但是，在粒界上著色的Zn系磷酸鹽(Zn3(PO4).4H2O)很不容易除去。另外，該殘存的Zn系磷酸鹽(Zn3(PO4).4H2O)，在拉絲時的粒界間妨礙纖維組織的伸展，或者形成鐵與磷的氧化合物，在特定粒界應(yīng)力集積，所以導(dǎo)致應(yīng)力偏差。另外，鍍銅時形成不穩(wěn)定的鍍層，也是鍍層剝落的原因。因此，由于上述問題，最好選擇前處理復(fù)蓋膜，并且采用吸濕性低的、復(fù)蓋性好的鹽(salt)。上述鹽的種類根據(jù)使用用途有很多種，通常吸濕率在5～10％(10～25日)。另外，復(fù)蓋膜形成后表面粗度為1.0～3.5μ(mm)(濃度150～300g/l)，所以，拉絲作業(yè)時可運(yùn)送和吹入大量的潤滑劑。
拉絲方法中，干式拉線更為有效，備有使實(shí)心焊絲斷面階段地縮小的若干個拉絲模子，使這些拉絲模子旋轉(zhuǎn)，其旋轉(zhuǎn)方向是，使與實(shí)心焊絲的拉絲方向成直角的若干個拉絲模子，交替地順時針方向和反時針方向旋轉(zhuǎn)，這樣可有效地使實(shí)心焊絲表層部應(yīng)力特性均勻。這是因?yàn)?，這樣做不僅能有效地使焊絲圓周方向的斷續(xù)應(yīng)力分布連續(xù)地分散，而且具有使應(yīng)力偏差相互抵消的作用。當(dāng)然，這樣做也導(dǎo)致整體上微少的硬度分布增加，但這并不成為什么問題。另外，脆弱而無柔軟性的、硬度高的線材，干式拉絲是困難的。反之，硬度過低的軟化線材，也是困難的。因此，要控制為具有適當(dāng)?shù)娜彳浶?，為此，保持?yīng)力的平衡更加有效。
干式拉線用潤滑劑，可根據(jù)實(shí)心焊絲的剛性，選擇采用軟化點(diǎn)高的Na系、Mo系、W系、Li系、或Ca-Mo系、Ca-W系、Ca-Li系等的潤滑劑，為了有效地吹入拉絲潤滑劑，要充分考慮潤滑劑的粒度和比重，同時，為了防止拉絲潤滑劑因停滯而碳化，將其取入渦流裝置中，使拉絲潤滑劑形成充分的渦流。另外，為了防止因拉絲時摩擦溫度增高引起拉絲模子的急速磨耗和干式潤滑劑的碳化，防止在實(shí)心焊絲表面產(chǎn)生表面龜裂等的表面缺陷，最好采用拉絲模子的直冷方式。上述的前處理和拉絲方法，能有效地減少實(shí)心焊線表層部的應(yīng)力偏差，同時，拉絲速度也比已往高速化，從10～20m/sec到25～35m/sec。
另一方面，用濕式拉絲拉成的實(shí)心焊絲，隨拉絲的階段性進(jìn)展，應(yīng)力偏差漸漸加大。這是因?yàn)闈袷嚼z的摩擦系數(shù)比干式拉絲大10倍以上，并且，分散在濕式潤滑劑中的鐵分和碳化物屑損傷實(shí)心焊絲的表面，使實(shí)心焊絲的纖維組織不均勻而造成的。當(dāng)然，也可以采用減慢拉絲速度，用過濾器等把分散在濕式潤滑劑中的鐵分和碳化物屑過濾掉使之變得清潔，使拉絲模子旋轉(zhuǎn)的方法。但是，濕式拉絲法中，由于濕式潤滑劑的急速老化和摩擦系數(shù)的增加，所以很難用于工業(yè)生產(chǎn)，同時其制造工序也復(fù)雜。
為了減少實(shí)心焊絲表層部的應(yīng)力偏差，也考慮過采用應(yīng)力去除熱處理的方法。但是，一般的應(yīng)力去除熱處理，使實(shí)心焊絲整體軟化，焊接作業(yè)時，在遞送纜線內(nèi)，微小的摩擦阻力就使得實(shí)心焊絲起伏不平或彎曲，得不到優(yōu)良的遞送特性。尤其是在彎曲的遞送纜線內(nèi)，該現(xiàn)象更嚴(yán)重。
本發(fā)明者，對于如何去除實(shí)心焊絲表層部應(yīng)力，進(jìn)行了銳意研究。結(jié)果發(fā)現(xiàn)，進(jìn)行高頻熱處理可有效地去除實(shí)心焊絲表層部的應(yīng)力。即，實(shí)心焊絲在拉絲后，為了實(shí)施鍍銅而要去除表面油脂和異物，進(jìn)行脫脂，在該脫脂前，設(shè)置高頻感應(yīng)式加熱爐，進(jìn)行連續(xù)的脫脂和鍍層作業(yè)，同時可消除因拉絲而形成的不均勻應(yīng)力。
上述方法，能有效地保持實(shí)心焊絲的剛性，消除表層部應(yīng)力，同時減少應(yīng)力偏差，而且，借助高頻熱處理，可簡單地去除殘存在實(shí)心焊絲表面的潤滑劑。另外，借助熱處理，幾乎不形成高溫銹垢，即使形成，經(jīng)過了脫脂-酸洗工序也能完全去除。另外，升溫后的實(shí)心焊絲表面，在脫脂-酸洗-鍍層各工序中，能有效地發(fā)揮作用，未鍍層的實(shí)心焊絲也在同一工序中增加脫脂-酸洗-脫脂工序，可減少應(yīng)力偏差。當(dāng)然，已往也采用在脫脂工序前吹噴火焰、去除焊絲油脂成分的方法，但是，該已往的方法不能減少焊絲表層部的應(yīng)力偏差。
如上所述，本發(fā)明中，通過前處理和控制拉絲工序，可減少實(shí)心焊絲表層部的殘存應(yīng)力的偏差，同時，用高頻感應(yīng)式加熱爐進(jìn)行高頻熱處理，也有效地減少焊絲表層部的殘存應(yīng)力的偏差。而且，選擇上述全部方法進(jìn)行控制時，能更加減少其表層部的殘存應(yīng)力偏差，能得到具有相當(dāng)高標(biāo)準(zhǔn)表面狀態(tài)的實(shí)心焊絲(焊絲)。
下面，說明本發(fā)明的帶焊劑焊絲的制造。
選擇表面沒有傷痕等表面缺陷的、厚為為0.2mm至1.0mm、寬度為10mm以內(nèi)的薄冷軟鋼板，應(yīng)選擇厚度和寬度的誤差小的冷軟鋼板。如果，冷軟鋼板的厚度和寬度不規(guī)則，則成形后拉絲時的應(yīng)力偏差顯著增加。另外，在成形前，為了使成形輥與冷軟鋼板的直接摩擦最小，在冷軟鋼板的里面涂敷富含油脂的金屬堿構(gòu)成的緩沖劑。接著，使其通過U字形加工輥之間，將其斷面形成為U字形。接著，從焊劑供給機(jī)往U字形凹部內(nèi)充填焊劑。然后，再使其通過成形輥之間，成形為管型斷面的焊絲，最后，用拉絲將其拉至預(yù)定的直徑，這樣便可得到具有預(yù)定直徑的幾種帶焊劑焊絲。
這時，用與制造實(shí)心焊絲相同的方法，準(zhǔn)備幾個使帶焊劑焊絲斷面階段地縮小的拉絲模子，使這些模子旋轉(zhuǎn)，同時其旋轉(zhuǎn)方向是，使與拉絲方向成直角的幾個拉絲模子交替地朝順時針方向和反時針方向旋轉(zhuǎn)，這樣，可以使焊絲表層部的應(yīng)力特性均勻。
氧化熱處理帶焊劑焊絲的制造中，所用的潤滑劑是，在成形時，采用在Ca系潤滑劑中混合了MoS2或WS2的潤滑劑。在拉絲時，采用在Ca系潤滑劑中混合了MoS2或WS2、并且在金屬堿中添加了表面活性劑的潤滑劑，將該潤滑劑在水中稀釋后使用。
尤其是，在拉絲時，為了有效地吹入干式拉絲潤滑劑以及均勻地涂敷潤滑劑，要充分考慮潤滑劑的粒度和比重，為了防止拉絲潤滑劑因停滯而碳化，將其取入渦流裝置中，使拉絲潤滑劑形成充分的渦流。另外，為了防止因拉絲時摩擦溫度增高引起拉絲模子的急速磨耗和干式潤滑劑的碳化，防止在焊絲表面產(chǎn)生表面龜裂等的表面缺陷，最好采用拉絲模子的直冷方式。
上述那樣制造的帶焊劑焊絲，為了防止氧化熱處理程度不均勻，卷繞在小容量的卷軸上，同時為了充分地進(jìn)行熱傳遞，在約300～400℃中進(jìn)行長時間氧化熱處理。這時，使殘存在帶焊劑焊絲外皮表面的潤滑劑碳化，形成由黑硬表皮層構(gòu)成的低溫鐵氧化物層或氮化物層等的保護(hù)膜。
在無氧化熱處理帶焊劑焊絲的制造中，所用的潤滑劑是，在成形時，采用在Ca系潤滑劑中混合了MoS2或WS2的潤滑劑；在拉絲時，采用在Ca系潤滑劑中混合了MoS2或WS2，同時把Na系潤滑劑或Na-Si系潤滑劑在水中稀釋后使用。
在無熱處理帶焊劑焊絲的制造中，所用的潤滑劑是，在成形時，采用在Ca系潤滑劑中混合了MoS2或WS2的潤滑劑；在拉絲時，采用在Ca系潤滑劑中混合了MoS2或WS2，同時把Na系潤滑劑或Na-Si系潤滑劑在水中稀釋后使用。并且，用高速使拉絲后的帶焊劑焊絲表面上光，可有效地使表面的應(yīng)力偏差相互抵消。
另外，為了減少遞送時的摩擦阻力，在上述的上光后，往帶焊劑焊絲表面噴射或靜電涂敷氟利昂和石油系潤滑油的稀釋劑，然后，再分散涂敷Ca-Mo-Zn系潤滑劑。
然后，用U形加工輥和成形輥，制造充填了焊劑的帶焊劑焊絲，將外皮接頭部高頻焊接，去除其突起部后，采用在Ca系潤滑劑中混合了MoS2或WS2的潤滑劑，同時把Na系潤滑劑或Na-Si潤滑劑在水中稀釋后使用。進(jìn)行拉絲。上述拉絲后用高速使帶焊劑焊絲表面上光，接著，使其通過高頻感應(yīng)式加熱爐，用瞬間的感應(yīng)熱，僅對外皮表層部進(jìn)行應(yīng)力去除熱處理后，進(jìn)行連續(xù)的脫脂和鍍銅作業(yè)，但是，在用高頻感應(yīng)式加熱爐去除表層部應(yīng)力時，要注意熱不要影響到外皮內(nèi)的焊劑，所以應(yīng)采用瞬間的感應(yīng)熱，使表層部的應(yīng)力偏差減少。
以下參照附圖，詳細(xì)說明
具體實(shí)施例方式圖1是表示電弧焊絲的表層部應(yīng)力偏差的模式圖。
圖2是表示帶焊劑焊絲的局部斷面的模式圖。
圖3是表示帶焊劑焊絲的扭曲變形的模式圖。
圖4是表示評價帶焊劑焊絲的焊接性能的焊接試驗(yàn)裝置的模式圖。
圖5是表示評價實(shí)心焊絲的焊接性能的焊接試驗(yàn)裝置的模式圖。
圖6是評價發(fā)明例11(NF)的遞送性能的數(shù)據(jù)曲線圖。
圖7是評價發(fā)明例1(NF)的遞送性能的數(shù)據(jù)曲線圖。
圖8是評價發(fā)明例4(CS)的遞送性能的數(shù)據(jù)曲線圖。
圖9是長時間焊接，評價發(fā)明例4(CS)的遞送性能的數(shù)據(jù)曲線圖。
圖10是評價比較例4(BF)的遞送性能的數(shù)據(jù)曲線圖。
圖11是評價已往例1(CS)的遞送性能的數(shù)據(jù)曲線圖。
圖12是評價比較例6(NF)的遞送性能的數(shù)據(jù)曲線圖。
圖13是評價比較例8(CS)的遞送性能的數(shù)據(jù)曲線圖。
圖14是評價已往例4(BF)的遞送性能的數(shù)據(jù)曲線圖。
圖15是評價已往例5(NBF)的遞送性能的數(shù)據(jù)曲線圖。
圖16是表示△l隨著△A而變化的曲線圖。
圖17是表示隨著△Hv而變化的△A與△l的關(guān)系的曲線圖。
圖18是表示隨著△Hv而變化的△A(a)與△(m)與△A(m)的關(guān)系的曲線圖。
圖19是用原子間力顯微鏡，將測定值曲線化，表示R值與G(R)值的曲線圖。
圖20是表示△Hv和R和G(R)的傾向的曲線圖。
圖21是表示R和△l、△A(m)的傾向的曲線圖。
圖22是表示G(R)和△l、△A(m)的傾向的曲線圖。
圖23是表示帶焊劑焊絲(BF)的斷面組織的照片。
圖24是表示帶焊劑焊絲(BF)接頭部的斷面組織的照片。
圖25是表示帶焊劑焊絲(NF)的斷面組織的照片。
圖26是表示帶焊劑焊絲(NF)接頭部的斷面組織的照片。
圖27是表示實(shí)心焊絲(CS)的斷面組織的照片。
圖28是表示實(shí)心焊絲(CS)的斷面組織的照片。
下面，用實(shí)施例更詳細(xì)地說明本發(fā)明。(實(shí)施例)
從卷繞或收容在卷軸上或包內(nèi)的焊絲、或者與之類似地卷繞著或收容著的焊絲上，切出幾段長度為硬幣大小的樣品，對卷繞或收容著的焊絲，以10kg的間隙數(shù)次采樣。對切出的幾個樣品，選擇用肉眼確認(rèn)為為無傷痕的樣品，在丙酮和乙醇中分別進(jìn)行5分鐘超聲波清洗后使其干燥。但是，對于鍍層樣品的底表面，用1∶1的NH4OH溶液和蒸留水的混合溶液，剝離了鍍層后進(jìn)行超聲波清洗并干燥之。然后，在硬幣大小的夾具上，形成被取樣焊絲的粗細(xì)的溝槽，用粘接劑固定焊絲使其不能動。該方法中，制作帶焊劑焊絲和實(shí)心焊絲的試樣，分別準(zhǔn)備好鍍層的試樣、未鍍層的試樣、和剝離了鍍層的試樣。
在具有阻隔外部振動的防振裝置的臺上，用原子間力顯微鏡測定上述各試樣，其測定區(qū)域是80μm×80μm。這時，在同一測定區(qū)域測定6次，從得到的值中，舍去最小值和最大值，取其余4次的平均值。另外，在焊絲圓周方向的測定區(qū)域中一邊移動，一邊進(jìn)行數(shù)次以上的測定，用上述式1測定隨R值變化的G(R)值，做成為X軸代表R、Y軸代表G(R)的曲線，求其坡降成為水平的最初地點(diǎn)的R值和G(R)值，在下表1中表示。
另外，從卷繞或收容在卷軸上或包內(nèi)的實(shí)心焊絲和帶焊劑焊絲、或者與之類似地卷繞著或收容著的焊絲上，切出幾段長度為15mm的樣品。將上述切出的各樣品呈直立狀固定住，并使其硬度不上升地一點(diǎn)一點(diǎn)地研磨樣品斷面，進(jìn)行分類。
對用上述方法制造的帶焊劑焊絲和實(shí)心焊絲的樣品，施加200g的試驗(yàn)荷重，一邊使其在圓周方向每90°地旋轉(zhuǎn)，移動測定部位，一邊用微型維氏硬度計(jì)測定其硬度。這時，為了減少試驗(yàn)誤差，在測定區(qū)域每一部位，各測定6次，舍去測定值中的最小值和最大值，取其余測定值的平均值。這樣測定的硬度值，每一個樣品有4個硬度平均值，該4個中最大硬度平均值和最小硬度平均值的偏差，用△Hv表示，如下表1所示。
采用上述準(zhǔn)備的焊絲進(jìn)行焊接，這時的焊接是在通常條件下進(jìn)行的。即，為了減少試驗(yàn)誤差，帶焊劑焊絲是采用自動往復(fù)臺進(jìn)行自動焊接，實(shí)心焊絲是采用機(jī)械手進(jìn)行自動焊接。焊接機(jī)是晶體管式轉(zhuǎn)換器控制方式的CO2/MAG焊接機(jī)，其額定輸出是DC350A-36V，遞送裝置的遞送輥是采用陶瓷材。
為了評價焊接時的遞送性能，測定通過了遞送輥的焊絲的遞送長度和焊接焊矩部的焊絲遞送長度，該測定長度的偏差值在下表1中表示。為了求出這時遞送長度的準(zhǔn)確值，確認(rèn)其偏差，在遞送輥與遞送纜線入口部之間，改造焊接焊矩部和遞送纜線連接部，在其兩側(cè)安裝旋轉(zhuǎn)編碼器(Rotary encoder)，在焊接作業(yè)時，使焊絲可通過付著在旋轉(zhuǎn)編碼器上的二個輥之間。上述旋轉(zhuǎn)編碼器是將焊絲的線速度轉(zhuǎn)換為旋轉(zhuǎn)速度、并測定該旋轉(zhuǎn)速度的角速度測定裝置，每轉(zhuǎn)一圈發(fā)生1000個脈沖，具有200kHZ的最大頻率應(yīng)答。采用用F/V轉(zhuǎn)換器構(gòu)成的電路，與脈沖頻率成正比地，將產(chǎn)生的脈沖的頻率轉(zhuǎn)換為直流電壓。將該直流電壓放大，輸出到數(shù)字變換器，讀取輸出的數(shù)據(jù)，換算為焊接時5分鐘內(nèi)遞送的焊絲長度。
用上述的焊接作業(yè)方法進(jìn)行焊接，把從遞送部和焊矩部輸出的數(shù)據(jù)，換算為焊接時間內(nèi)遞送的焊絲長度，將其偏差作為焊絲長度偏差的△l，在下表1中表示。
另外，備有圖4和圖5所示焊接裝置。如圖所示，裝在遞送裝置5上的焊絲3，被遞送輥4往遞送纜線8內(nèi)移送，通過焊接用焊槍的頭，焊接在被焊接材7上。
這時，上述遞送纜線8，在帶焊劑焊絲中，如圖4所示地配置成M字狀，6m長的遞送纜線8以300mm的直徑11彎折3次，遞送纜線8的峰的寬度10是750mm，高度9是600mm。在實(shí)心焊絲中，如圖5所示，配置成O字條，5m長的遞送纜線8以500mm的直徑11卷繞一圈，所以，焊絲遞送時，使遞送輥4旋轉(zhuǎn)的遞送馬達(dá)的負(fù)荷電流(A)增加。
用圖4和圖5所示方法連續(xù)焊接，用數(shù)字示波記錄器(Digital Oscillogra phic Recorder)測定各焊接電壓(×V)(CH1)及焊接電流(×kA)(CH3)的變動、以及遞送馬達(dá)的負(fù)荷電流(×10A)(CH5)，計(jì)算得到的遞送馬達(dá)負(fù)荷電流偏差(A)的遞送阻力偏差△A{△A=焊接時遞送馬達(dá)的負(fù)荷電流(A)-焊接前焊絲遞送時遞送馬達(dá)的負(fù)荷電流(A)}、圖6所示例中遞送馬達(dá)的負(fù)荷電流的變動值(A)的△A(m)、遞送馬達(dá)的負(fù)荷電流(A)的A(m)、焊接電流的變動值(A)的△A(a)，其結(jié)果如下表1所示。
把下表1的發(fā)明例1中的示波記錄器的結(jié)果值，表示為圖7，發(fā)明例4表示為圖8，發(fā)明例11表示為圖6，比較例4表示為圖10，已往例1表示為圖11，比較例6表示為圖12，比較例8表示為圖13，已往例4表示為圖14，已往例5表示為圖15。另外，把長時間連續(xù)焊接的發(fā)明例4中的示波記錄器的結(jié)果值表示為圖9。
在連續(xù)焊接中，評價遞送性和電弧穩(wěn)定性的良好程度，依次用◎、○、△、×在下表1中表示。同時，其綜合評價值的良好程度，也依次用◎、○、△、×在下表1中表示。
在下表1中，“CS”表示鍍銅的實(shí)心焊絲，“US”表示沒有鍍層的實(shí)心焊絲，“BS”表示處理的實(shí)心焊絲，“BF”表示熱處理的帶焊劑焊絲，“NF”表示無熱處理的帶焊劑焊絲，“NBF”表示無氧化熱處理的帶焊劑焊絲，“CF”表示無接頭的鍍銅的帶焊劑焊絲。
另外，在下表1中，△l隨著△A的變化，在圖16中表示。隨著△Hv而變化的△A與△l的關(guān)系，在圖17中表示。從圖17可知，記號“Ⅰ”表示本發(fā)明中使應(yīng)力偏差最小，得到的硬度差(△Hv)在45以內(nèi)的區(qū)間，表示可得到優(yōu)良遞送性能的△l與△A的上限區(qū)間。記號“Ⅱ”表示本發(fā)明中，使應(yīng)力偏差更加最小化，不僅得到優(yōu)良遞送性能、而且可確保穩(wěn)定的電弧性的最理想?yún)^(qū)間，即硬度差(△Hv)在35以內(nèi)的區(qū)間。
下表1中，隨著△Hv而變化的△A(a)、A(m)、△A(m)的關(guān)系，在圖18中表示。圖19表示本發(fā)明的第3實(shí)施例，是用原子間力顯微鏡測定，用上述式1計(jì)算G(R)(2)值，做成為X軸表示測定距離(R)、Y軸表示粗度相關(guān)函數(shù)G(R)的曲線，該曲線中，表示隨著測定距離(R)增大，G(R)值增加，到達(dá)一定狀態(tài)時的最初地點(diǎn)的測定距離R()值和粗度相關(guān)函數(shù)G(R)(A2)的值。另外，隨著△Hv而變化的、R()和G(R)(2)的變化傾向在圖20中表示。隨著R()而變化的△l(mm)和△(m)的傾向在圖21中表示。隨著G(R)(2)的△l(mm)和△(m)的變化傾向在圖22中表示。
另外，用光學(xué)顯微鏡(×400)觀察在氧化熱處理的帶焊劑焊絲(BF)中，因應(yīng)力偏差引起的、斷面與接頭部的不同傾向的斷面組織照片和接頭部？斷面組織照片的各一例，分別在圖23和圖24中表示。另外，在無熱處理帶焊劑焊絲(NF)中，因應(yīng)力偏差引起的、斷面和接頭部的不同傾向的斷面組織照片和接頭部斷面組織照片的各一例，分別在圖25和圖26中表示。
另外，在實(shí)心焊絲(CS)中，因應(yīng)力偏差引起的、表示不同傾向的斷面組織照片的各一例，分別在圖27和圖28中表示。
表1
從表1中可知，用微型維氏硬度計(jì)測定焊絲表層部，測定結(jié)果的硬度偏差(△Hv)在45以內(nèi)、R()和G(R)(2)在特定范圍內(nèi)的發(fā)明例(1-16)，呈現(xiàn)出良好的遞送特性。而硬度偏差(△Hv)在一部分區(qū)域超過45、或者R()和G(R)(2)在特定范圍外的比較例(1-13)和已往例(1-6)，遞送特性非常不穩(wěn)定。而且，硬度偏差(△Hv)超過50的比較例(2-3、5-7、10-13)和已往例(1-6)，在焊接過程中有幾次產(chǎn)生不穩(wěn)定的遞送特性和電弧短路。
從圖12可知，比較例6中，隨著焊接時間的經(jīng)過，電弧變得不穩(wěn)定，遞送馬達(dá)的負(fù)荷電流(A)的A(m)漸漸增加，電弧中斷，使焊接中斷。比較例(12)中，遞送輥反復(fù)空轉(zhuǎn)，電弧被反復(fù)地切斷、接通，結(jié)果，引起電弧短路。另外，硬度偏差(△Hv)超過65的比較例(10、12、13)和已往例(4-6)中，從焊接一開始，不僅遞送馬達(dá)的負(fù)荷電流(A)的A(m)非常高，而且，存著著遞送輥空轉(zhuǎn)，損傷焊絲表面的問題。并且，焊接后的焊珠表面高低不平，顯示出很差的焊珠特性。但是，硬度偏差(△Hv)在35以內(nèi)的發(fā)明例(1-10,15-16)中，即使長時間進(jìn)行焊接作業(yè)，也能得到優(yōu)良的遞送性能，而且顯示出非常穩(wěn)定的電弧特性。其一例在圖9中表示。
另外，隨著△A的減少△l減少的傾向，在圖16中表示，通過將(△Hv)控制在45以內(nèi)，如圖17所示，使△A和△l很低并保持為一定，可得到優(yōu)良的遞送特性。另外，通過把(△Hv)控制在45以內(nèi)，如圖18所示，可以使△A(m)、A(m)、△A(a)等很低并控制為一定，不僅能得到優(yōu)良的遞送特性，而且具有穩(wěn)定的電弧性。
另外，如圖23、24、26所示，本發(fā)明的焊絲，其斷面組織的大小也保持為一定。即，(△Hv)在45內(nèi)的微少硬度偏差，雖然保持圖23、25照片上部和圖24、26的組織，比圖23和圖25照片下部組織不保持一定，呈不均勻狀態(tài)，但整體上是一定的。另外，圖27的照片是現(xiàn)有例1，照片的左中央部與右中央部相比，組織相當(dāng)不均勻，整體的△Hv高，△Hv是51。但是，圖28是本發(fā)明例4，其組織一定地分布，并且整體的△Hv低，△Hv是12。
即使采用光學(xué)顯微鏡(×400)，也難以將應(yīng)力定量化，但是其分布傾向可看得很清楚。另外，當(dāng)△Hv在約45以內(nèi)時，如圖20所示，R(A)和G(R)(2)進(jìn)入均勻的特定范圍內(nèi)，當(dāng)△Hv在約45以上和偏差大時，R()和G(R)(2)分布在大范圍內(nèi)。另外，如圖21和圖22所示，R(A)和G(R)(2)在特定區(qū)域內(nèi)分布在△l(mm)和△A(m)的低位置。
如上所述，滿足本發(fā)明條件的發(fā)明例，與比較例和已往例相比，具有低的硬度偏差，所以，顯示出優(yōu)良的遞送特性。另外，遞送特性的△l、△A、△A(m)、A(m)、△A(a)也很低且保持為一定。即，本發(fā)明中，通過控制焊絲的應(yīng)力偏差和表面特性，可得到作業(yè)性能(遞送性、電弧穩(wěn)定性)優(yōu)良的電弧焊絲。
本發(fā)明的效果是，如上所述，本發(fā)明提供的電弧焊絲，將其圓周方向的硬度值的差(△Hv)控制在一定值以下，將其表面狀態(tài)也控制為一定的標(biāo)準(zhǔn)，所以遞送性和電弧穩(wěn)定性優(yōu)良。
權(quán)利要求
1．電弧焊絲，其特征在于，控制為具有以下的表面狀態(tài)焊絲圓周方向的表層部硬度偏差(△Hv)在45以內(nèi)，用原子間力顯微鏡或與其類似的掃描型原子顯微鏡，對上述焊絲表面的測定區(qū)域，測定各座標(biāo)和高度，用下述式(1)計(jì)算隨測定距離值(R)而變化的粗度相關(guān)函數(shù)值G(R)，然后，把測定距離R和粗度相關(guān)函數(shù)G(R)的值做成曲線，其坡降收斂到一定時的臨界測定距離R(A)和臨界粗度相關(guān)函數(shù)G(R)(2)值，分別滿足1.0×104～2.0×105、5.0×104～1.0×108，式(1)G(R)=<〔Z(x、y)-Z(x、y)〕2>式中，(x、y)表示在焊絲表面的測定區(qū)域任意的位置，Z(x、y)表示定義為在該位置的高度的函數(shù)，<…>表示從測定距離R到座標(biāo)的平均值。在曲線中，測定距離(R)用x軸表示，粗度相關(guān)函數(shù)G(R)用y軸表示。
2．如權(quán)利要求1所述的電弧焊絲，其特征在于，上述硬度偏差在35以內(nèi)。
全文摘要
電弧焊絲,其控制成以下表面狀態(tài)焊絲圓周方向的表層部硬度偏差在45內(nèi),用原子間力顯微鏡或掃描型原子顯微鏡,對焊絲表面的測定區(qū)域,測定各坐標(biāo)和高度,用下式計(jì)算隨測定距離值R而變化的粗度相關(guān)函數(shù)值G(R),把R和G(R)的值做成曲線,其坡降收斂到一定時臨界測定距離R(A)和臨界粗度相關(guān)函數(shù)G(R)(A
文檔編號B23K35/40GK1315237SQ0111246
公開日2001年10月3日 申請日期2001年4月2日 優(yōu)先權(quán)日2000年3月31日
發(fā)明者裴孝瑛 申請人:現(xiàn)代綜合金屬株式會社