1.1 焊接變形原理

焊接是一個(gè)工件局部金屬熔化和再結(jié)晶的冶金過程。焊接過程中，容易誤認(rèn)為金屬受熱膨脹導(dǎo)致焊接變形，其實(shí)不然，金屬為均勻膨脹和收縮時(shí)則不能形成焊接變形，例如：金屬棒在自由狀態(tài)下受熱膨脹、冷卻收縮的整個(gè)過程中，沒有任何的變形和焊接殘余應(yīng)力產(chǎn)生。因此雖然焊接熱量的輸入只是導(dǎo)致焊接變形的外部條件，但不是焊接變形的直接原因。雖然金屬在完全自由狀態(tài)下膨脹、收縮不會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力和變形，但金屬在拘束狀態(tài)下收縮時(shí)，則一定會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力和變形。

當(dāng)工件的溫度發(fā)生變化或發(fā)生相變時(shí)，其尺寸和形狀就會(huì)發(fā)生變化，這種尺寸及形狀的變化稱為變形。由焊接過程直接引起的變形稱為焊接變形。與其他金屬變形相同，焊接變形分為塑性變形與彈性變形，通常，焊接變形指塑性焊接變形。

對(duì)于焊接應(yīng)力與焊接變形的產(chǎn)生機(jī)理，國(guó)際上目前較為普遍的觀點(diǎn)是：焊接過程中的點(diǎn)狀熱源加熱，在焊件中形成了熱源附近溫度很高而遠(yuǎn)離熱源的區(qū)域溫度較低的不均勻溫度場(chǎng)。在此不均勻溫度場(chǎng)的驅(qū)使下，焊縫及其鄰近母材金屬產(chǎn)生非均勻膨脹和收縮。在焊接加熱過程中，焊縫及近縫區(qū)因熱膨脹受到限制而發(fā)生塑性擠壓，在隨后的冷卻過程中該部位因熱收縮受到限制，再次產(chǎn)生塑性拉伸。通常冷卻階段的塑性拉伸量不足以抵消加熱階段產(chǎn)生的塑性擠壓量，因此焊件中就會(huì)有壓縮殘余塑性應(yīng)變保留下來，其大小和分布就決定了最終的殘余應(yīng)力和變形。

具體表述為：當(dāng)焊縫金屬降溫收縮時(shí)，由于受到臨近母材的限制，焊縫中拉應(yīng)力隨收縮量的增加而上升，由于這時(shí)溫度較高，屈服極限較低，最終達(dá)到材料的屈服極限，使焊縫區(qū)金屬變形、應(yīng)力值維持在一個(gè)較低的水平，但只是超過屈服極限的那部分應(yīng)力才可以通過這種調(diào)整而得以釋放；當(dāng)焊縫區(qū)降至室溫時(shí)，仍受到母材的完全拘束而不能運(yùn)動(dòng)，將殘留接近屈服強(qiáng)度的拉應(yīng)力，相應(yīng)地在工件中遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域就會(huì)殘留與之平衡的壓應(yīng)力。如果工件受到的約束較小，則殘余應(yīng)力可以通過引起工件的形變而得以釋放，這種形變是不可逆的，即焊接殘余變形。另外，近縫區(qū)母材的收縮也有增大殘余變形的趨勢(shì)。焊接不僅能造成構(gòu)件的橫向和縱向收縮變形；當(dāng)焊縫在構(gòu)件上的位置不對(duì)稱時(shí)，還可能引起結(jié)構(gòu)的撓曲變形；當(dāng)焊縫在厚度方向上的橫向收縮不對(duì)稱時(shí)，會(huì)引起角變形；當(dāng)焊接結(jié)構(gòu)接頭形式不同時(shí)，有可能引起波浪變形或螺旋變形等。

早期前蘇聯(lián)學(xué)者H.O.奧凱爾勃洛姆和C.A.庫茲米諾夫，在他們的著作里提出了“一維”條件下的殘余塑變理論，認(rèn)為焊接加熱過程中焊縫和近縫區(qū)的金屬熱膨脹應(yīng)變受到周圍較冷金屬的拘束，從而產(chǎn)生壓縮塑性應(yīng)變，雖然焊接冷卻過程中該壓縮塑性應(yīng)變被拉伸抵消一部分，但焊后仍殘留部分壓縮塑性應(yīng)變，并以此來分析和預(yù)測(cè)焊接殘余應(yīng)力和變形。這種觀點(diǎn)一直以來被廣泛認(rèn)同，成為傳統(tǒng)的塑變理論。專家汪建華等認(rèn)為，殘余應(yīng)力產(chǎn)生的根源是存在于焊縫和近縫區(qū)由塑性應(yīng)變、熱應(yīng)變和相變應(yīng)變組成的固有應(yīng)變，殘余應(yīng)力是在固有應(yīng)變?cè)醋饔孟聵?gòu)件自動(dòng)平衡的結(jié)果，因此消除焊接殘余應(yīng)力必須去除該固有應(yīng)變?cè)础?/p>

1.1.1 焊接溫度場(chǎng)

在焊接過程中，熱的傳遞是以輻射、對(duì)流和傳導(dǎo)三種形式進(jìn)行。在電弧焊中，由熱源傳給焊件主要是以輻射、對(duì)流兩種形式進(jìn)行。而當(dāng)母材和焊條（或焊絲）獲得熱能后，熱的傳播則是以熱傳導(dǎo)為主。

焊件受到熱源加熱時(shí)溫度就會(huì)升高，由于焊接熱過程的特點(diǎn)，距離熱源不同位置的各點(diǎn)，其溫度是不同的，雖然焊件中各點(diǎn)的溫度每時(shí)每刻都在變化著，但這種變化是有規(guī)律的。焊接過程中的某一瞬間工件上各點(diǎn)的溫度分布狀態(tài)，就叫做焊接溫度場(chǎng)，焊接溫度場(chǎng)通常用等溫線或等溫面來表示。

圖1-2為一塊鋼板在焊接某一瞬時(shí)熱源中心垂直于焊縫截面的三維溫度場(chǎng)分布示意圖。從焊接鋼板的俯視圖來看，由于熱源以一定速度移動(dòng)，鋼板某一瞬時(shí)各部分受熱的溫度分布是一系列近似橢圓形的等溫線，即每條線上的溫度是相等的。在熱源的中心部分是熔化金屬形成的熔池，它的邊緣線相當(dāng)于鋼的熔點(diǎn)，離熔池越遠(yuǎn)，溫度逐漸降低。由圖可見，在電弧移動(dòng)的前方，等溫線最密；而在其后方，等溫線較疏。根據(jù)溫度場(chǎng)的分布，即可以判定焊件上熔化或產(chǎn)生相變的部位，可以判定焊件上內(nèi)應(yīng)力的產(chǎn)生、焊接變形的發(fā)展趨勢(shì)、塑性變形區(qū)的范圍、熱影響區(qū)的寬度等。但要準(zhǔn)確地測(cè)量和描繪熔池及附近區(qū)域的焊接溫度場(chǎng)分布是比較困難的，目前只能粗略地測(cè)出。

焊接過程中的某一瞬間各點(diǎn)的溫度分布狀態(tài)，稱為焊接溫度場(chǎng)（T），函數(shù)關(guān)系如式（1-1）所示

焊接溫度場(chǎng)可用等溫線或等溫面的分布來表征。等溫線或等溫面：把焊件上瞬時(shí)溫度相同的點(diǎn)連接在一起，成為一條線或一個(gè)面。

穩(wěn)定溫度場(chǎng)：焊接溫度場(chǎng)各點(diǎn)的溫度不隨時(shí)間而變；非穩(wěn)定溫度場(chǎng)：絕大多數(shù)情況下，焊件上各點(diǎn)溫度隨時(shí)間而變；準(zhǔn)穩(wěn)定溫度場(chǎng)：正常焊接條件下，當(dāng)功率恒定的熱源在一定長(zhǎng)度的工件上勻速直線運(yùn)動(dòng)時(shí)，經(jīng)過一段時(shí)間后焊接過程穩(wěn)定，形成一個(gè)與熱源同步運(yùn)動(dòng)的不變溫度場(chǎng)。如采用移動(dòng)坐標(biāo)系，坐標(biāo)原點(diǎn)與熱源中心重合，則焊件上各點(diǎn)的溫度只取決于這個(gè)系統(tǒng)的空間坐標(biāo)，而與熱源的移動(dòng)距離和速度無關(guān)。

一維溫度場(chǎng)（線性傳熱）：焊條或焊絲加熱（面熱源，徑向無溫差，熱只在一個(gè)方向上傳播）；二維溫度場(chǎng)（平面?zhèn)鳠幔阂淮魏竿傅谋“澹搴穹较驘o溫差（線熱源，把熱源看成沿板厚的一條線；熱在兩個(gè)方向上傳播）；三維溫度場(chǎng)（空間傳熱）：厚大焊件表面堆焊（點(diǎn)熱源，熱在三個(gè)方向上傳播）。

1.1.2 溫度場(chǎng)的表征

焊接方法多種多樣，按照標(biāo)準(zhǔn)ISO 4063—2009《焊接和聯(lián)合工藝方法—工藝方法術(shù)語和引用編號(hào)》，焊接主要分為九大類，每種焊接方法其溫度場(chǎng)的數(shù)學(xué)模型不同。對(duì)焊接溫度場(chǎng)的精確描述是進(jìn)行焊接變形分析的基礎(chǔ)，焊接溫度場(chǎng)決定了焊接應(yīng)力場(chǎng)和應(yīng)變場(chǎng)，溫度場(chǎng)計(jì)算精確與否取決于熱源模型的精度。

焊接溫度場(chǎng)主要有六種模型：高斯（Gauss）面熱源模型、半球狀熱源模型、橢球形熱源模型、雙橢球熱源模型、帶狀熱源模型、高能束熱源模型等。

1.高斯（Gauss）面熱源模型

高斯（Gauss）面熱源模型是由Eager和Tsai提出的，是目前焊接溫度場(chǎng)數(shù)值仿真計(jì)算中應(yīng)用較為廣泛的熱源模型。Gauss面熱源模型的熱流密度分布如圖1-3所示，熱流輸入分布在一個(gè)圓形面內(nèi)，其中各點(diǎn)熱流輸入密度符合Gauss函數(shù)分布，即中心部位熱流密度最大，離開中心沿徑向熱流輸入按Gauss函數(shù)規(guī)律遞減分布。

Gauss面熱源模型的具體分布形式可用函數(shù)式（1-2）計(jì)算，即

式中 qm——加熱斑點(diǎn)中心最大熱流密度值（J）；

R——電弧有效加熱半徑（mm）；

r——A點(diǎn)離電弧加熱斑點(diǎn)中心的距離（mm）。

Gauss面熱源模型能夠有效地描述電弧焊中電弧挺度較小、對(duì)熔池沖擊力較小情況下的焊接熱過程。

2.半球狀熱源模型

由于考慮了電弧穿透的影響，半球狀熱源模型較Gauss面熱源模型可更為有效地描述熔池形貌，更為接近某些實(shí)際情況，具體分布形式可用函數(shù)式（1-3）計(jì)算。

式中 q（x，y，ζ）——功率密度[J/（m2·s）]。

但是，大多情況下實(shí)際焊接過程中的熔池形貌并不是球?qū)ΨQ分布的，因此，提出了橢球熱源對(duì)其進(jìn)行改進(jìn)。

3.橢球形熱源模型

以（0，0，0）為中心，平行于坐標(biāo)軸（x，y，ζ）半的徑為a，b，c的橢球內(nèi)熱量密度是高斯分布的函數(shù)，具體函數(shù)式如下：

式中 qm——橢球中心的熱流密度值（J）。

根據(jù)能量守恒以及A=3/a2，B=3/b2，C=3/c2，得：

通過坐標(biāo)變換可以得出在固定坐標(biāo)系下熱源分布函數(shù)為：

4.雙橢球熱源模型

以橢球形熱源密度函數(shù)計(jì)算，發(fā)現(xiàn)在橢球前半部分溫度梯度不像實(shí)際中那樣陡變，而橢球的后半部分溫度梯度分布則較緩。為克服這個(gè)缺點(diǎn)，加拿大Goldak教授提出了雙橢球熱源模型。雙橢球熱源模型的熱流密度分布在由兩種1/4橢球組合而成的體積內(nèi)，如圖1-4所示。

為了使計(jì)算溫度場(chǎng)、熔池更加合理，模型被分成前后長(zhǎng)度不同的兩個(gè)部分。設(shè)前半部分橢球能量分?jǐn)?shù)為ff，后半部分橢球能量分?jǐn)?shù)為fr，且ff+fr=2。

為了準(zhǔn)確計(jì)算三維熱傳導(dǎo)，采用接近電弧焊熔池的3D雙橢球熱源模型，熱源模型如圖1-4所示，適用于MIG、MAG等熔化焊接方法。

在雙橢球熱源模型中，前半部分橢球熱源表達(dá)式為：

后半部分橢球熱源表達(dá)式為：

式（1-7）、式（1-8）中，a、b分別為橢球的x、y半軸長(zhǎng)度（mm）；c1、c2分別為前后橢球體z向的半軸長(zhǎng)度（mm）；ff、fr為前后橢球的熱源集中系數(shù)，ff+fr=2；Q為熱輸入量，Q=ηUI（η是電弧的熱效率）；v為焊接速度（mm/s）。

例如在某工程實(shí)際計(jì)算時(shí)，各參數(shù)取值為：a=2.5mm、b=3mm、c1=4mm、c2=6mm、ff=0.6、fr=1.4、η=0.75、v=4mm/s。

5.帶狀熱源模型

針對(duì)大型焊接結(jié)構(gòu)數(shù)值模擬存在的網(wǎng)格數(shù)量多、計(jì)算量大的特點(diǎn)，開發(fā)了串狀帶熱源等熱源模型，用以大型結(jié)構(gòu)焊件的快速數(shù)值模擬。

串狀帶熱源基于以下原理：對(duì)于焊接過程中的一條焊縫來說，如果焊接熱源的移動(dòng)速度較快，那么在焊縫上施加的移動(dòng)熱源就可近似變換為等效的、垂直于運(yùn)動(dòng)方向上呈高斯分布的帶狀熱源；對(duì)于具有某一焊接速度的移動(dòng)熱源，總存在某一焊縫長(zhǎng)度，即在這個(gè)長(zhǎng)度內(nèi)，移動(dòng)熱源可以近似處理為帶狀熱源。那么對(duì)于一段長(zhǎng)焊縫，可以被分成n段，其中每一段長(zhǎng)度小于或等于d。在每一段內(nèi)，將移動(dòng)熱源看作為等效的、作用一定時(shí)間的帶狀熱源。從整體上看，該n段帶狀熱源可以看成是串狀帶熱源，如圖1-5所示。

以橢球熱源為基礎(chǔ)，推導(dǎo)出的串狀帶熱源表達(dá)式如下

式中 Q1——串狀帶熱源的熱流密度（J）；

qm——焊接熱源中心的熱流密度（J）；

d 1——焊縫寬度（mm）；

d 2——串狀熱源沿焊縫方向作用長(zhǎng)度（mm）；

a、b與c——橢球熱源軸參數(shù)（mm）；

t 1——串狀帶熱源加載時(shí)間（s）；

v——焊接速度（mm/s）。

6.高能束熱源模型

為了更準(zhǔn)確地表征激光焊、電子束焊等高能量密度方法，發(fā)展了高能束熱源模型。根據(jù)電子束焊接接頭的特征，為實(shí)現(xiàn)電子束焊接模型的能流分布與實(shí)際情況相符，保證截面形貌與電子束焊接截面形貌一致，構(gòu)建了沿深度方向衰減的雙橢圓衰減體電子束熱源模型。圖1-6為高能束焊接熱源模型及焊縫特征。

為表征電子束焊接的“釘頭”特征，在模型中設(shè)置了兩個(gè)拐點(diǎn)，熱源表達(dá)式如式（1-10）所示

式中 H——熔深（mm）；

h——釘頭高度（mm）；

A、B——本熱源的橢圓形狀參數(shù)；

Q——熱輸入量（T）；

q 0——平均熱流密度（J）。

1.1.3 焊接熔池與焊接溫度場(chǎng)的交互作用

焊接熔池是焊接的本質(zhì)所在，焊接溫度場(chǎng)的特征及基本參數(shù)與焊接性緊密相關(guān)，是焊接工藝要素的直接體現(xiàn)，焊接熔池、焊接熱循環(huán)、焊接熱物理參數(shù)變化決定了焊接接頭分區(qū)、焊接缺陷，最終表現(xiàn)為焊接變形。掌握焊接溫度場(chǎng)的基本特點(diǎn)和本質(zhì)，從調(diào)控焊接溫度場(chǎng)、焊接接頭（熔池）設(shè)計(jì)角度來分析、解決焊接變形問題，結(jié)合焊接熔池與焊接冶金的關(guān)系，可有效獲得高質(zhì)量焊接產(chǎn)品。

焊接熔池與焊接溫度場(chǎng)的交互作用如圖1-7所示，焊絲的熔化凝固溫度曲線與母材的熔化凝固溫度曲線并不相同，考慮抗裂性因素，彼此的熔化凝固溫度曲線一般存在交叉；從圖中可以看到焊絲熔化至凝固、母材的熔化凝固溫度間互相嵌套重疊，同時(shí)由于焊絲和母材成分的混合作用，使得焊縫熔化、凝固過程復(fù)雜。焊絲與母材在熔化和凝固過程中的不同的熱物理特征將影響到焊接變形的產(chǎn)生、消失。

殘余應(yīng)力是不均勻的永久（塑性）變形的結(jié)果。在焊接殘余應(yīng)力與變形的產(chǎn)生機(jī)理上，目前各國(guó)學(xué)者意見較為一致。觀點(diǎn)可以表述為：被焊工件在移動(dòng)的熱源作用下加熱時(shí)，形成了一個(gè)在熱源附近溫度很高、周圍區(qū)域溫度低的具有梯度的不均勻溫度場(chǎng)，所以熱源處焊縫及近縫區(qū)因受熱而發(fā)生熱膨脹，此時(shí)卻受到周圍母材的限制而受到擠壓，由于這時(shí)溫度較高、屈服極限較低，因此焊縫區(qū)金屬很容易達(dá)到屈服變形，在隨后的冷卻過程中該部位因冷卻而收縮，同樣受到限制又要發(fā)生塑性拉伸。如果冷卻階段的塑性拉伸量不足以抵消加熱階段產(chǎn)生的塑性擠壓量，焊件中就會(huì)有殘余壓縮塑性應(yīng)變保留下來，當(dāng)焊縫區(qū)溫度降至室溫時(shí)，仍受到母材的完全拘束而不能運(yùn)動(dòng)，將殘留接近屈服強(qiáng)度的拉應(yīng)力，同時(shí)在工件中遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域就會(huì)有殘留的壓應(yīng)力與之平衡。其大小和分布就決定了最終的殘余應(yīng)力和變形。

焊縫的縱向、橫向及板厚方向形成殘余應(yīng)力的機(jī)理是相似的。焊縫縱向應(yīng)力是根據(jù)焊縫縱向收縮的機(jī)理產(chǎn)生的，拉應(yīng)力只局限于接近焊縫的一個(gè)很窄的區(qū)域，其最大值達(dá)到屈服極限或高于屈服極限；在周圍區(qū)域有較低的壓應(yīng)力，距焊縫越遠(yuǎn)其值越低。由焊縫橫向收縮而產(chǎn)生的板材平面內(nèi)的焊接橫向應(yīng)力，特別在板材受拘束的條件下更為嚴(yán)重。應(yīng)力和變形出現(xiàn)的情況大體上相反，產(chǎn)生高應(yīng)力的部位其變形被約束了（即變形小），低應(yīng)力處變形不受約束（即變形大）。當(dāng)焊縫偏心布置時(shí)將引起梁或板材彎曲變形（彎曲收縮），由收縮力引起的壓縮殘余應(yīng)力會(huì)引起薄板的一種不穩(wěn)定的橫向變形，表現(xiàn)為“褶皺”或“翹曲”。角變形、錯(cuò)邊變形、螺旋形變形也是實(shí)際生產(chǎn)中常遇到的焊接變形。

材料參數(shù)變動(dòng)與熔池拘束如圖1-8所示，材料隨加熱溫度升高后，自身的屈服強(qiáng)度、模量、膨脹系數(shù)等熱物理參數(shù)也在發(fā)生變化，在熔池周圍金屬的拘束作用下，增加了焊接變形和應(yīng)力的復(fù)雜性。

1.1.4 移動(dòng)熱源塑性區(qū)和局部應(yīng)力應(yīng)變循環(huán)

關(guān)于焊接應(yīng)力和變形，各國(guó)學(xué)者和專家進(jìn)行了大量的理論和試驗(yàn)研究。前蘇聯(lián)學(xué)者奧凱爾勃洛姆較早地對(duì)焊接殘余應(yīng)力和焊接變形的起因和分類進(jìn)行了分析，他把材料當(dāng)作理想的彈性-塑性體，僅屈服極限隨溫度變化，彈性模量保持不變，以拘束的桿件加熱變形來近似地應(yīng)用到板條中心、板條邊緣的堆焊應(yīng)力。

20世紀(jì)30年代，同為前蘇聯(lián)的尼古拉耶夫等提出了焊縫金屬存在壓縮塑性應(yīng)變的觀點(diǎn)。該觀點(diǎn)認(rèn)為在焊接加熱過程中焊縫及其附近的金屬熱膨脹應(yīng)變受到周圍較冷金屬的拘束，產(chǎn)生壓縮塑性應(yīng)變，在隨后的焊接冷卻過程中該壓縮塑性應(yīng)變由于收縮產(chǎn)生拉伸而被抵消一部分，焊后仍殘存的部分壓縮塑性應(yīng)變是產(chǎn)生焊接殘余應(yīng)力的根源。

德國(guó)著名學(xué)者Dieter Radaj給出了移動(dòng)熱源準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)的塑性區(qū)和局部應(yīng)力應(yīng)變循環(huán)模型，如圖1-9a所示。由圖中可以看出，焊接熱彈塑性應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)在最終狀態(tài)由焊縫中的拉伸塑性變形區(qū)和近縫區(qū)的卸載區(qū)及周邊的彈性區(qū)組成。而在焊接冷卻過程中是否有卸載區(qū)這一觀點(diǎn)上又存在一些爭(zhēng)議，如圖1-9b、圖1-9c所示。有學(xué)者認(rèn)為殘余狀態(tài)僅有焊縫中的拉伸塑性變形區(qū)和兩側(cè)的彈性區(qū)；學(xué)者汪建華認(rèn)為傳統(tǒng)的殘余塑變模型仍然是合適的并發(fā)表文章闡述自己的看法。

R.A.Chihoski指出熔池中液態(tài)金屬是由前方向后方進(jìn)行塑性流動(dòng)，致使熔池后方表現(xiàn)為壓應(yīng)力，離熔池較遠(yuǎn)的后方焊縫金屬，由于凝固收縮受到阻礙由壓應(yīng)力變?yōu)槔瓚?yīng)力。魏良武、汪建華等人提出固有應(yīng)變的概念，他們將殘余的熱應(yīng)變、塑性應(yīng)變和相應(yīng)變總和作為初始應(yīng)變，預(yù)測(cè)了某大型復(fù)雜焊接結(jié)構(gòu)的焊接變形，認(rèn)為焊縫的縱向和橫向固有應(yīng)變總和及其所在位置是導(dǎo)致焊接變形的主要原因，并試驗(yàn)測(cè)試了挖掘機(jī)下車架總成整體結(jié)構(gòu)焊接變形情況，焊接變形預(yù)測(cè)結(jié)果和實(shí)際情況吻合良好。

Lytle Johnson指出鋁合金焊接過程中應(yīng)變場(chǎng)與溫度場(chǎng)有著密不可分的關(guān)系，認(rèn)為對(duì)于點(diǎn)狀體熱源，熔池附近的金屬由于高溫?zé)崤蛎浭苤車^冷的金屬限制，其應(yīng)變分布是均勻的；而對(duì)于移動(dòng)熱源，情況是軸對(duì)稱的。M.Jonsson等一些學(xué)者對(duì)鋼圓筒對(duì)接環(huán)焊縫軸向、周向瞬態(tài)應(yīng)變以及應(yīng)力分布進(jìn)行了研究，采用小的熱輸入、長(zhǎng)冷卻時(shí)間工藝參數(shù)，指出當(dāng)熱源通過時(shí)，圓筒中產(chǎn)生了軸向壓縮和周向拉伸應(yīng)變，隨后應(yīng)變發(fā)生反方向變化；在冷卻過程中，軸向應(yīng)變要比周向應(yīng)變的變化趨勢(shì)更為劇烈。

霍立興等人用熱彈塑性有限元法分析了強(qiáng)度和線膨脹系數(shù)匹配對(duì)焊接殘余應(yīng)力的影響規(guī)律，結(jié)果表明，在焊縫與母材等膨脹系數(shù)匹配條件下，焊縫中心的縱向殘余應(yīng)力為接近屈服強(qiáng)度的拉應(yīng)力；在焊縫與母材等強(qiáng)度匹配條件下，當(dāng)焊縫金屬的線脹系數(shù)大于母材時(shí)，焊縫金屬的殘余拉伸應(yīng)力可達(dá)到屈服強(qiáng)度之后不再變化；當(dāng)焊縫金屬的線脹系數(shù)小于母材時(shí)，焊縫中心的縱向殘余拉應(yīng)力低于焊縫金屬的屈服強(qiáng)度，且有可能由拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力。

蘭春萍等對(duì)管道多層環(huán)焊縫殘余應(yīng)力進(jìn)行了計(jì)算并對(duì)其分布進(jìn)行了測(cè)量，指出處于管道內(nèi)表面的焊縫和熱影響區(qū)，無論是軸向應(yīng)力還是環(huán)向應(yīng)力，均表現(xiàn)為拉伸應(yīng)力，最大值可達(dá)材料的屈服強(qiáng)度，而遠(yuǎn)離焊縫區(qū)皆表現(xiàn)為壓應(yīng)力。相變的發(fā)生對(duì)殘余應(yīng)力具有一定的影響，相變引起體積變化和塑性相變，這樣在焊接過程中增大了焊接殘余應(yīng)力。

國(guó)內(nèi)焊接結(jié)構(gòu)專家方洪淵教授等也發(fā)表了大量論文闡述焊接變形與應(yīng)力的基本關(guān)系。

上述學(xué)者的工作表明，產(chǎn)生焊接應(yīng)力、焊接變形的過程是充滿高度非線性的復(fù)雜物理化學(xué)過程，采用解析模型進(jìn)行描述仍是很困難的工作。

1.1.5 焊接溫度場(chǎng)控制

控制溫度場(chǎng)的分布可有效控制焊接變形，不同的溫度場(chǎng)特征引起不同的焊接變形特征，急冷、緩冷、不同密度熱源的焊后變形規(guī)律也不相同。認(rèn)識(shí)影響溫度場(chǎng)的因素，控制溫度場(chǎng)的變化，才會(huì)更好地控制焊接變形。

1.影響焊接溫度場(chǎng)的因素

目前在實(shí)際焊接生產(chǎn)中，多以測(cè)量單點(diǎn)溫度或測(cè)量線上的焊接熱循環(huán)曲線為主。在焊接熱源的作用下，焊件上某點(diǎn)溫度隨時(shí)間變化的過程稱為熱循環(huán)曲線，如圖1-10所示。

焊接溫度場(chǎng)影響因素：

（1）焊接參數(shù)、熱輸入、工藝方法的影響 不同熱源性質(zhì)，其加熱溫度與加熱密度不同，熱源越集中，加熱面積越小，等溫線分布越密集。由于熱源的性質(zhì)不同（如電弧焊、氣焊、電渣焊、電子束焊、激光焊等），焊接時(shí)溫度場(chǎng)的分布也不同。如電子束焊接時(shí)，熱能高度集中，所以焊接溫度場(chǎng)的范圍很小；而在氣焊時(shí)，熱源的作用面積大，因此溫度場(chǎng)的分布范圍也較大；等離子焊時(shí)，熱量集中，加熱直徑范圍僅為幾毫米的區(qū)域。

（2）被焊金屬熱物理性質(zhì)的影響 母材的熱物理性質(zhì)，如熱導(dǎo)率、比熱容、焓、熱擴(kuò)散率、表面散熱系數(shù)影響焊接溫度場(chǎng)。同樣形狀尺寸的異種材質(zhì)焊件，在相同熱源的作用下，由于母材的導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容等不同，也會(huì)有不同的溫度場(chǎng)。

1）導(dǎo)熱系數(shù)是表示金屬傳導(dǎo)熱量的能力，它是指在單位時(shí)間內(nèi)單位距離相差1℃時(shí)，經(jīng)過單位面積所傳遞的熱能。導(dǎo)熱系數(shù)越大，說明加熱或冷卻的速度越快，因此導(dǎo)熱系數(shù)小的鉻鎳不銹鋼焊接溫度場(chǎng)范圍最大，對(duì)性能變化及產(chǎn)生應(yīng)力變形的影響最大。

2）每克物質(zhì)每升高1℃所需的熱能稱為比熱容。銅、鋁、低碳鋼和不銹鋼，它們的比熱容依次遞減，由于在相同熱源的作用下，不銹鋼的溫升較高，因此它的溫度場(chǎng)范圍較大。

（3）焊接參數(shù)的影響 隨焊接速度的增加，等溫線的范圍變小；隨熱源功率的增加，溫度場(chǎng)范圍隨之增大；等比例改變熱源功率和焊接速度時(shí)，等溫線將有所拉長(zhǎng)。

焊槍擺動(dòng)對(duì)焊接熱循環(huán)曲線也有明顯影響，擺動(dòng)幅度越大，焊接速度越慢，熱源功率越大，則溫度場(chǎng)范圍增大。

厚板焊接時(shí)，熱源的熱量在厚板中是沿著空間（x、y、z軸）方向傳播的；而薄板焊接時(shí)，熱的傳播可以看作是在（沿著x、y軸）平面方向傳播的。因此，當(dāng)熱源相同、功率相同、焊接速度相同時(shí)，不同板厚的溫度場(chǎng)也是不同的。

（4）預(yù)熱、層間溫度、焊后保溫的影響 焊接預(yù)熱可明顯改善焊接溫度場(chǎng)的起始溫度點(diǎn)，改變升溫速率及效果。

（5）焊件結(jié)構(gòu)、焊接工裝、接頭形式及焊接工藝的影響

例如，在標(biāo)準(zhǔn)工藝評(píng)定試板上進(jìn)行焊接變形試驗(yàn)，得到的反變形控制尺寸在更大尺寸的實(shí)際焊接產(chǎn)品上不能適用。

結(jié)合上述溫度場(chǎng)關(guān)鍵控制要點(diǎn)，在實(shí)際生產(chǎn)中根據(jù)不同的產(chǎn)品結(jié)構(gòu)、采取不同的控制措施，可形成各種不同的溫度場(chǎng)或不同形狀不同曲率的圓、橢圓熔池，并最終決定產(chǎn)品焊接變形，例如可采取的部分控制措施見表1-1。

2.不同保護(hù)氣焊接改善溫度場(chǎng)特征曲線

與純氬氣體相比較，氬、氦、氮三元混合氣體保護(hù)焊在相同焊接電源的同一電流、電壓參數(shù)設(shè)置下電流密度更高，溫度場(chǎng)形狀發(fā)生改變，在焊接鋁合金等有色金屬時(shí)可減小焊接變形。使用溫度場(chǎng)測(cè)量設(shè)備對(duì)純氬氣體、三元混合氣體保護(hù)焊接工藝的溫度場(chǎng)進(jìn)行測(cè)量，如圖1-11所示，試驗(yàn)過程嚴(yán)格保證外部條件一致。測(cè)溫點(diǎn)A、B、C點(diǎn)距焊腳分別為4mm、11mm、18mm，測(cè)溫點(diǎn)D、E、F點(diǎn)距焊腳分別為2.5mm、10mm、17mm，測(cè)點(diǎn)鉆孔直徑1.4mm，鉆孔深度為4mm，埋入固定熱電偶。

測(cè)試得到的各點(diǎn)溫度隨時(shí)間變化曲線如圖1-12所示，可以看出，相對(duì)于純氬氣體保護(hù)焊，三元混合氣體保護(hù)焊溫度場(chǎng)峰值溫度更高，降溫速率更快，有利于減小焊接變形。

純氬氣體保護(hù)、三元?dú)怏w保護(hù)焊接工藝的溫度場(chǎng)差別如圖1-13所示。可以看出，三元?dú)怏w保護(hù)焊升溫速率更快，說明其電弧加熱效率更高。研究表明，相對(duì)于純氬氣保護(hù)焊接工藝，三元?dú)怏w保護(hù)焊電弧寬度減小，電弧收縮顯著。電弧收縮可使電弧電流密度增加，使得焊接時(shí)的能量輸入更為集中，對(duì)外熱損耗減小，提高焊接效率，增加熔深。焊接溫度場(chǎng)分布變得更加集中，溫度梯度曲率增大，熱影響區(qū)寬度隨之減小。電弧吹力同時(shí)增加，增大熔池對(duì)流程度，細(xì)化晶粒，提高焊接接頭質(zhì)量。

根據(jù)雷卡林公式，高速熱源條件下厚板溫度場(chǎng)冷卻速度表達(dá)式為：

式中 t——傳熱時(shí)間（s）；

E——焊接熱輸入（J）；

λ——熱傳導(dǎo)系數(shù)；

ωe——冷卻速率（℃/s）；

T——冷卻終止溫度（℃）；

T 0——初始溫度（℃）。

溫度場(chǎng)測(cè)試中兩種氣體保護(hù)條件下的焊接電流、電弧電壓、焊接速度相同，熱輸入E相同。在相同熱輸入下，三元?dú)怏w保護(hù)焊電弧更加集中，等溫線T1外的低溫區(qū)域更寬，因此，在焊接階段，三元混合氣體保護(hù)焊試件的低溫區(qū)域更廣，降溫速率更高。這對(duì)于具有時(shí)效強(qiáng)化特點(diǎn)的鋁合金焊接具有重要意義，采用三元混合氣體保護(hù)焊將顯著提高力學(xué)性能，縮減鋁合金T4狀態(tài)性能恢復(fù)時(shí)間。

3.冷金屬過渡弧焊調(diào)控焊接溫度場(chǎng)

冷金屬過渡弧焊（CMT）是在短路過渡電弧基礎(chǔ)上創(chuàng)新的焊接電弧，仍保持短路過渡特征，但電弧能量比傳統(tǒng)短路過渡電弧更低。焊接時(shí)不僅可減小焊接飛濺，且在焊接薄板時(shí)，可避免工件焊穿的問題，減小焊件變形。該方法廣泛應(yīng)用于汽車工業(yè)鍍鋅板的焊接，具有良好的填充間隙能力，且對(duì)焊縫周邊鍍鋅層的燒損極小，提高了焊件的耐蝕性。

與傳統(tǒng)MIG相比，CMT工藝溫度場(chǎng)的特點(diǎn)是：峰值溫度降低，高溫停留時(shí)間短，組織過燒降低；較低的熱輸入和高的熱擴(kuò)散系數(shù)，形成較窄的熱影響區(qū)；減小晶界熔化范圍（液化范圍在固定溫度區(qū)間內(nèi)），提升接頭性能。

圖1-14為CMT工藝溫度場(chǎng)與MIG溫度場(chǎng)的分布對(duì)比圖，從圖中可以看出：

1）CMT焊接峰值溫度均低于MIG脈沖焊接工藝。

A點(diǎn)，CMT工藝峰值溫度176℃，MIG工藝峰值溫度307℃，相差131℃。

C點(diǎn)，CMT/450℃，MIG/507℃，相差57℃。

2）CMT焊接相對(duì)MIG脈沖焊接高溫停留時(shí)間短。

C點(diǎn)，CMT工藝300℃以上停留5s，MIG工藝300℃以上停留時(shí)間8s。

3）CMT焊接升溫速率低于MIG脈沖焊接工藝，降溫速率高。

MIG工藝過程各測(cè)溫點(diǎn)升溫速度快，CMT焊接升溫速度相對(duì)較慢。

4.焊槍擺動(dòng)等生產(chǎn)要素對(duì)焊接溫度場(chǎng)的影響

實(shí)際生產(chǎn)中，手工操作有時(shí)會(huì)根據(jù)需要規(guī)則擺動(dòng)焊槍，以適應(yīng)裝配間隙及焊接坡口，擺動(dòng)將極大地影響焊接溫度場(chǎng)的狀態(tài)，擺動(dòng)與非擺動(dòng)的溫度場(chǎng)差異如圖1-15所示。擺動(dòng)焊接確實(shí)可在一定程度上提高效率，但是擺動(dòng)幅度和停留時(shí)間應(yīng)該控制在一定范圍內(nèi)，否則可能造成拉伸、疲勞等性能下降等問題。對(duì)于擺動(dòng)焊來說，在焊絲擺動(dòng)過程中使焊縫的單側(cè)出現(xiàn)周期性循環(huán)的二次加熱；擺動(dòng)工藝下的溫度峰值高，且擺動(dòng)焊時(shí)電弧靠近坡口邊緣，二者均可使母材熔化量更多，改變了焊接接頭的熔合比。