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焊接是一个工件局部金属熔化和再结晶的冶金过程。焊接过程中，容易误认为金属受热膨胀导致焊接变形，其实不然，金属为均匀膨胀和收缩时则不能形成焊接变形，例如：金属棒在自由状态下受热膨胀、冷却收缩的整个过程中，没有任何的变形和焊接残余应力产生。因此虽然焊接热量的输入只是导致焊接变形的外部条件，但不是焊接变形的直接原因。虽然金属在完全自由状态下膨胀、收缩不会产生应力和变形，但金属在拘束状态下收缩时，则一定会产生应力和变形。
当工件的温度发生变化或发生相变时，其尺寸和形状就会发生变化，这种尺寸及形状的变化称为变形。由焊接过程直接引起的变形称为焊接变形。与其他金属变形相同，焊接变形分为塑性变形与弹性变形，通常，焊接变形指塑性焊接变形。
对于焊接应力与焊接变形的产生机理，国际上目前较为普遍的观点是：焊接过程中的点状热源加热，在焊件中形成了热源附近温度很高而远离热源的区域温度较低的不均匀温度场。在此不均匀温度场的驱使下，焊缝及其邻近母材金属产生非均匀膨胀和收缩。在焊接加热过程中，焊缝及近缝区因热膨胀受到限制而发生塑性挤压，在随后的冷却过程中该部位因热收缩受到限制，再次产生塑性拉伸。通常冷却阶段的塑性拉伸量不足以抵消加热阶段产生的塑性挤压量，因此焊件中就会有压缩残余塑性应变保留下来，其大小和分布就决定了最终的残余应力和变形。
具体表述为：当焊缝金属降温收缩时，由于受到临近母材的限制，焊缝中拉应力随收缩量的增加而上升，由于这时温度较高，屈服极限较低，最终达到材料的屈服极限，使焊缝区金属变形、应力值维持在一个较低的水平，但只是超过屈服极限的那部分应力才可以通过这种调整而得以释放；当焊缝区降至室温时，仍受到母材的完全拘束而不能运动，将残留接近屈服强度的拉应力，相应地在工件中远离焊缝区域就会残留与之平衡的压应力。如果工件受到的约束较小，则残余应力可以通过引起工件的形变而得以释放，这种形变是不可逆的，即焊接残余变形。另外，近缝区母材的收缩也有增大残余变形的趋势。焊接不仅能造成构件的横向和纵向收缩变形；当焊缝在构件上的位置不对称时，还可能引起结构的挠曲变形；当焊缝在厚度方向上的横向收缩不对称时，会引起角变形；当焊接结构接头形式不同时，有可能引起波浪变形或螺旋变形等。
早期前苏联学者H.O.奥凯尔勃洛姆和C.A.库兹米诺夫，在他们的著作里提出了“一维”条件下的残余塑变理论，认为焊接加热过程中焊缝和近缝区的金属热膨胀应变受到周围较冷金属的拘束，从而产生压缩塑性应变，虽然焊接冷却过程中该压缩塑性应变被拉伸抵消一部分，但焊后仍残留部分压缩塑性应变，并以此来分析和预测焊接残余应力和变形。这种观点一直以来被广泛认同，成为传统的塑变理论。专家汪建华等认为，残余应力产生的根源是存在于焊缝和近缝区由塑性应变、热应变和相变应变组成的固有应变，残余应力是在固有应变源作用下构件自动平衡的结果，因此消除焊接残余应力必须去除该固有应变源。
在焊接过程中，热的传递是以辐射、对流和传导三种形式进行。在电弧焊中，由热源传给焊件主要是以辐射、对流两种形式进行。而当母材和焊条（或焊丝）获得热能后，热的传播则是以热传导为主。
焊件受到热源加热时温度就会升高，由于焊接热过程的特点，距离热源不同位置的各点，其温度是不同的，虽然焊件中各点的温度每时每刻都在变化着，但这种变化是有规律的。焊接过程中的某一瞬间工件上各点的温度分布状态，就叫做焊接温度场，焊接温度场通常用等温线或等温面来表示。
图1-2为一块钢板在焊接某一瞬时热源中心垂直于焊缝截面的三维温度场分布示意图。从焊接钢板的俯视图来看，由于热源以一定速度移动，钢板某一瞬时各部分受热的温度分布是一系列近似椭圆形的等温线，即每条线上的温度是相等的。在热源的中心部分是熔化金属形成的熔池，它的边缘线相当于钢的熔点，离熔池越远，温度逐渐降低。由图可见，在电弧移动的前方，等温线最密；而在其后方，等温线较疏。根据温度场的分布，即可以判定焊件上熔化或产生相变的部位，可以判定焊件上内应力的产生、焊接变形的发展趋势、塑性变形区的范围、热影响区的宽度等。但要准确地测量和描绘熔池及附近区域的焊接温度场分布是比较困难的，目前只能粗略地测出。
图1-2 热源中心垂直于焊缝截面的三维温度场分布示意图
焊接过程中的某一瞬间各点的温度分布状态，称为焊接温度场（ T ），函数关系如式（1-1）所示
焊接温度场可用等温线或等温面的分布来表征。等温线或等温面：把焊件上瞬时温度相同的点连接在一起，成为一条线或一个面。
稳定温度场：焊接温度场各点的温度不随时间而变；非稳定温度场：绝大多数情况下，焊件上各点温度随时间而变；准稳定温度场：正常焊接条件下，当功率恒定的热源在一定长度的工件上匀速直线运动时，经过一段时间后焊接过程稳定，形成一个与热源同步运动的不变温度场。如采用移动坐标系，坐标原点与热源中心重合，则焊件上各点的温度只取决于这个系统的空间坐标，而与热源的移动距离和速度无关。
一维温度场（线性传热）：焊条或焊丝加热（面热源，径向无温差，热只在一个方向上传播）；二维温度场（平面传热）：一次焊透的薄板，板厚方向无温差（线热源，把热源看成沿板厚的一条线；热在两个方向上传播）；三维温度场（空间传热）：厚大焊件表面堆焊（点热源，热在三个方向上传播）。
焊接方法多种多样，按照标准ISO 4063—2009《焊接和联合工艺方法—工艺方法术语和引用编号》，焊接主要分为九大类，每种焊接方法其温度场的数学模型不同。对焊接温度场的精确描述是进行焊接变形分析的基础，焊接温度场决定了焊接应力场和应变场，温度场计算精确与否取决于热源模型的精度。
焊接温度场主要有六种模型：高斯（Gauss）面热源模型、半球状热源模型、椭球形热源模型、双椭球热源模型、带状热源模型、高能束热源模型等。
1.高斯 （Gauss） 面热源模型
高斯（Gauss）面热源模型是由Eager和Tsai提出的，是目前焊接温度场数值仿真计算中应用较为广泛的热源模型。Gauss面热源模型的热流密度分布如图1-3所示，热流输入分布在一个圆形面内，其中各点热流输入密度符合Gauss函数分布，即中心部位热流密度最大，离开中心沿径向热流输入按Gauss函数规律递减分布。
Gauss面热源模型的具体分布形式可用函数式（1-2）计算，即
式中 q m ——加热斑点中心最大热流密度值（J）；
R ——电弧有效加热半径（mm）；
r——A 点离电弧加热斑点中心的距离（mm）。
图1-3 Gauss面热源模型
Gauss面热源模型能够有效地描述电弧焊中电弧挺度较小、对熔池冲击力较小情况下的焊接热过程。
2.半球状热源模型
由于考虑了电弧穿透的影响，半球状热源模型较Gauss面热源模型可更为有效地描述熔池形貌，更为接近某些实际情况，具体分布形式可用函数式（1-3）计算。
式中 q （ x ， y ， ζ ）——功率密度[J/（m 2 ·s）]。
但是，大多情况下实际焊接过程中的熔池形貌并不是球对称分布的，因此，提出了椭球热源对其进行改进。
3.椭球形热源模型
以（0，0，0）为中心，平行于坐标轴（ x ， y ， ζ ）半的径为 a ， b ， c 的椭球内热量密度是高斯分布的函数，具体函数式如下：
式中 q m ——椭球中心的热流密度值（J）。
根据能量守恒以及 A =3/ a 2 ， B =3/ b 2 ， C =3/ c 2 ，得：
通过坐标变换可以得出在固定坐标系下热源分布函数为：
4.双椭球热源模型
以椭球形热源密度函数计算，发现在椭球前半部分温度梯度不像实际中那样陡变，而椭球的后半部分温度梯度分布则较缓。为克服这个缺点，加拿大Goldak教授提出了双椭球热源模型。双椭球热源模型的热流密度分布在由两种1/4椭球组合而成的体积内，如图1-4所示。
为了使计算温度场、熔池更加合理，模型被分成前后长度不同的两个部分。设前半部分椭球能量分数为 f f ，后半部分椭球能量分数为 f r ，且 f f + f r =2。
为了准确计算三维热传导，采用接近电弧焊熔池的3D双椭球热源模型，热源模型如图1-4所示，适用于MIG、MAG等熔化焊接方法。
图1-4 双椭球热源模型
在双椭球热源模型中，前半部分椭球热源表达式为：
后半部分椭球热源表达式为：
式（1-7）、式（1-8）中， a 、 b 分别为椭球的 x 、 y 半轴长度（mm）； c 1 、 c 2 分别为前后椭球体 z 向的半轴长度（mm）； f f 、 f r 为前后椭球的热源集中系数， f f + f r =2； Q 为热输入量， Q = ηUI （ η 是电弧的热效率）； v 为焊接速度（mm/s）。
例如在某工程实际计算时，各参数取值为： a =2.5mm、 b =3mm、 c 1 =4mm、 c 2 =6mm、 f f =0.6、 f r =1.4、 η =0.75、 v =4mm/s。
5.带状热源模型
针对大型焊接结构数值模拟存在的网格数量多、计算量大的特点，开发了串状带热源等热源模型，用以大型结构焊件的快速数值模拟。
串状带热源基于以下原理：对于焊接过程中的一条焊缝来说，如果焊接热源的移动速度较快，那么在焊缝上施加的移动热源就可近似变换为等效的、垂直于运动方向上呈高斯分布的带状热源；对于具有某一焊接速度的移动热源，总存在某一焊缝长度，即在这个长度内，移动热源可以近似处理为带状热源。那么对于一段长焊缝，可以被分成 n 段，其中每一段长度小于或等于 d 。在每一段内，将移动热源看作为等效的、作用一定时间的带状热源。从整体上看，该 n 段带状热源可以看成是串状带热源，如图1-5所示。
以椭球热源为基础，推导出的串状带热源表达式如下
图1-5 串状带热源模型
式中 Q 1 ——串状带热源的热流密度（J）；
q m ——焊接热源中心的热流密度（J）；
d 1 ——焊缝宽度（mm）；
d 2 ——串状热源沿焊缝方向作用长度（mm）；
a 、 b 与 c ——椭球热源轴参数（mm）；
t 1 ——串状带热源加载时间（s）；
v ——焊接速度（mm/s）。
6.高能束热源模型
为了更准确地表征激光焊、电子束焊等高能量密度方法，发展了高能束热源模型。根据电子束焊接接头的特征，为实现电子束焊接模型的能流分布与实际情况相符，保证截面形貌与电子束焊接截面形貌一致，构建了沿深度方向衰减的双椭圆衰减体电子束热源模型。图1-6为高能束焊接热源模型及焊缝特征。
为表征电子束焊接的“钉头”特征，在模型中设置了两个拐点，热源表达式如式（1-10）所示
式中 H ——熔深（mm）；
h ——钉头高度（mm）；
A 、 B ——本热源的椭圆形状参数；
Q ——热输入量（T）；
q 0 ——平均热流密度（J）。
焊接熔池是焊接的本质所在，焊接温度场的特征及基本参数与焊接性紧密相关，是焊接工艺要素的直接体现，焊接熔池、焊接热循环、焊接热物理参数变化决定了焊接接头分区、焊接缺陷，最终表现为焊接变形。掌握焊接温度场的基本特点和本质，从调控焊接温度场、焊接接头（熔池）设计角度来分析、解决焊接变形问题，结合焊接熔池与焊接冶金的关系，可有效获得高质量焊接产品。
图1-6 高能束焊接热源模型及焊缝特征
焊接熔池与焊接温度场的交互作用如图1-7所示，焊丝的熔化凝固温度曲线与母材的熔化凝固温度曲线并不相同，考虑抗裂性因素，彼此的熔化凝固温度曲线一般存在交叉；从图中可以看到焊丝熔化至凝固、母材的熔化凝固温度间互相嵌套重叠，同时由于焊丝和母材成分的混合作用，使得焊缝熔化、凝固过程复杂。焊丝与母材在熔化和凝固过程中的不同的热物理特征将影响到焊接变形的产生、消失。
图1-7 焊接熔池与焊接温度场交互作用
残余应力是不均匀的永久（塑性）变形的结果。在焊接残余应力与变形的产生机理上，目前各国学者意见较为一致。观点可以表述为：被焊工件在移动的热源作用下加热时，形成了一个在热源附近温度很高、周围区域温度低的具有梯度的不均匀温度场，所以热源处焊缝及近缝区因受热而发生热膨胀，此时却受到周围母材的限制而受到挤压，由于这时温度较高、屈服极限较低，因此焊缝区金属很容易达到屈服变形，在随后的冷却过程中该部位因冷却而收缩，同样受到限制又要发生塑性拉伸。如果冷却阶段的塑性拉伸量不足以抵消加热阶段产生的塑性挤压量，焊件中就会有残余压缩塑性应变保留下来，当焊缝区温度降至室温时，仍受到母材的完全拘束而不能运动，将残留接近屈服强度的拉应力，同时在工件中远离焊缝的区域就会有残留的压应力与之平衡。其大小和分布就决定了最终的残余应力和变形。
焊缝的纵向、横向及板厚方向形成残余应力的机理是相似的。焊缝纵向应力是根据焊缝纵向收缩的机理产生的，拉应力只局限于接近焊缝的一个很窄的区域，其最大值达到屈服极限或高于屈服极限；在周围区域有较低的压应力，距焊缝越远其值越低。由焊缝横向收缩而产生的板材平面内的焊接横向应力，特别在板材受拘束的条件下更为严重。应力和变形出现的情况大体上相反，产生高应力的部位其变形被约束了（即变形小），低应力处变形不受约束（即变形大）。当焊缝偏心布置时将引起梁或板材弯曲变形（弯曲收缩），由收缩力引起的压缩残余应力会引起薄板的一种不稳定的横向变形，表现为“褶皱”或“翘曲”。角变形、错边变形、螺旋形变形也是实际生产中常遇到的焊接变形。
材料参数变动与熔池拘束如图1-8所示，材料随加热温度升高后，自身的屈服强度、模量、膨胀系数等热物理参数也在发生变化，在熔池周围金属的拘束作用下，增加了焊接变形和应力的复杂性。
关于焊接应力和变形，各国学者和专家进行了大量的理论和试验研究。前苏联学者奥凯尔勃洛姆较早地对焊接残余应力和焊接变形的起因和分类进行了分析，他把材料当作理想的弹性-塑性体，仅屈服极限随温度变化，弹性模量保持不变，以拘束的杆件加热变形来近似地应用到板条中心、板条边缘的堆焊应力。
20世纪30年代，同为前苏联的尼古拉耶夫等提出了焊缝金属存在压缩塑性应变的观点。该观点认为在焊接加热过程中焊缝及其附近的金属热膨胀应变受到周围较冷金属的拘束，产生压缩塑性应变，在随后的焊接冷却过程中该压缩塑性应变由于收缩产生拉伸而被抵消一部分，焊后仍残存的部分压缩塑性应变是产生焊接残余应力的根源。
图1-8 材料参数变动与熔池拘束
德国著名学者Dieter Radaj给出了移动热源准稳态温度场的塑性区和局部应力应变循环模型，如图1-9a所示。由图中可以看出，焊接热弹塑性应力应变场在最终状态由焊缝中的拉伸塑性变形区和近缝区的卸载区及周边的弹性区组成。而在焊接冷却过程中是否有卸载区这一观点上又存在一些争议，如图1-9b、图1-9c所示。有学者认为残余状态仅有焊缝中的拉伸塑性变形区和两侧的弹性区；学者汪建华认为传统的残余塑变模型仍然是合适的并发表文章阐述自己的看法。
图1-9 移动热源准稳态温度场塑性区和局部应力应变循环模型
R.A.Chihoski指出熔池中液态金属是由前方向后方进行塑性流动，致使熔池后方表现为压应力，离熔池较远的后方焊缝金属，由于凝固收缩受到阻碍由压应力变为拉应力。魏良武、汪建华等人提出固有应变的概念，他们将残余的热应变、塑性应变和相应变总和作为初始应变，预测了某大型复杂焊接结构的焊接变形，认为焊缝的纵向和横向固有应变总和及其所在位置是导致焊接变形的主要原因，并试验测试了挖掘机下车架总成整体结构焊接变形情况，焊接变形预测结果和实际情况吻合良好。
Lytle Johnson指出铝合金焊接过程中应变场与温度场有着密不可分的关系，认为对于点状体热源，熔池附近的金属由于高温热膨胀受周围较冷的金属限制，其应变分布是均匀的；而对于移动热源，情况是轴对称的。M.Jonsson等一些学者对钢圆筒对接环焊缝轴向、周向瞬态应变以及应力分布进行了研究，采用小的热输入、长冷却时间工艺参数，指出当热源通过时，圆筒中产生了轴向压缩和周向拉伸应变，随后应变发生反方向变化；在冷却过程中，轴向应变要比周向应变的变化趋势更为剧烈。
霍立兴等人用热弹塑性有限元法分析了强度和线膨胀系数匹配对焊接残余应力的影响规律，结果表明，在焊缝与母材等膨胀系数匹配条件下，焊缝中心的纵向残余应力为接近屈服强度的拉应力；在焊缝与母材等强度匹配条件下，当焊缝金属的线胀系数大于母材时，焊缝金属的残余拉伸应力可达到屈服强度之后不再变化；当焊缝金属的线胀系数小于母材时，焊缝中心的纵向残余拉应力低于焊缝金属的屈服强度，且有可能由拉应力转变为压应力。
兰春萍等对管道多层环焊缝残余应力进行了计算并对其分布进行了测量，指出处于管道内表面的焊缝和热影响区，无论是轴向应力还是环向应力，均表现为拉伸应力，最大值可达材料的屈服强度，而远离焊缝区皆表现为压应力。相变的发生对残余应力具有一定的影响，相变引起体积变化和塑性相变，这样在焊接过程中增大了焊接残余应力。
国内焊接结构专家方洪渊教授等也发表了大量论文阐述焊接变形与应力的基本关系。
上述学者的工作表明，产生焊接应力、焊接变形的过程是充满高度非线性的复杂物理化学过程，采用解析模型进行描述仍是很困难的工作。
控制温度场的分布可有效控制焊接变形，不同的温度场特征引起不同的焊接变形特征，急冷、缓冷、不同密度热源的焊后变形规律也不相同。认识影响温度场的因素，控制温度场的变化，才会更好地控制焊接变形。
1.影响焊接温度场的因素
目前在实际焊接生产中，多以测量单点温度或测量线上的焊接热循环曲线为主。在焊接热源的作用下，焊件上某点温度随时间变化的过程称为热循环曲线，如图1-10所示。
焊接温度场影响因素：
（1）焊接参数、热输入、工艺方法的影响 不同热源性质，其加热温度与加热密度不同，热源越集中，加热面积越小，等温线分布越密集。由于热源的性质不同（如电弧焊、气焊、电渣焊、电子束焊、激光焊等），焊接时温度场的分布也不同。如电子束焊接时，热能高度集中，所以焊接温度场的范围很小；而在气焊时，热源的作用面积大，因此温度场的分布范围也较大；等离子焊时，热量集中，加热直径范围仅为几毫米的区域。
图1-10 焊接热循环曲线
（2）被焊金属热物理性质的影响 母材的热物理性质，如热导率、比热容、焓、热扩散率、表面散热系数影响焊接温度场。同样形状尺寸的异种材质焊件，在相同热源的作用下，由于母材的导热系数、比热容等不同，也会有不同的温度场。
1）导热系数是表示金属传导热量的能力，它是指在单位时间内单位距离相差1℃时，经过单位面积所传递的热能。导热系数越大，说明加热或冷却的速度越快，因此导热系数小的铬镍不锈钢焊接温度场范围最大，对性能变化及产生应力变形的影响最大。
2）每克物质每升高1℃所需的热能称为比热容。铜、铝、低碳钢和不锈钢，它们的比热容依次递减，由于在相同热源的作用下，不锈钢的温升较高，因此它的温度场范围较大。
（3）焊接参数的影响 随焊接速度的增加，等温线的范围变小；随热源功率的增加，温度场范围随之增大；等比例改变热源功率和焊接速度时，等温线将有所拉长。
焊枪摆动对焊接热循环曲线也有明显影响，摆动幅度越大，焊接速度越慢，热源功率越大，则温度场范围增大。
厚板焊接时，热源的热量在厚板中是沿着空间（ x 、 y 、 z 轴）方向传播的；而薄板焊接时，热的传播可以看作是在（沿着 x 、 y 轴）平面方向传播的。因此，当热源相同、功率相同、焊接速度相同时，不同板厚的温度场也是不同的。
（4）预热、层间温度、焊后保温的影响 焊接预热可明显改善焊接温度场的起始温度点，改变升温速率及效果。
（5）焊件结构、焊接工装、接头形式及焊接工艺的影响
例如，在标准工艺评定试板上进行焊接变形试验，得到的反变形控制尺寸在更大尺寸的实际焊接产品上不能适用。
结合上述温度场关键控制要点，在实际生产中根据不同的产品结构、采取不同的控制措施，可形成各种不同的温度场或不同形状不同曲率的圆、椭圆熔池，并最终决定产品焊接变形，例如可采取的部分控制措施见表1-1。
表1-1 焊接温度场控制措施（举例）
2.不同保护气焊接改善温度场特征曲线
与纯氩气体相比较，氩、氦、氮三元混合气体保护焊在相同焊接电源的同一电流、电压参数设置下电流密度更高，温度场形状发生改变，在焊接铝合金等有色金属时可减小焊接变形。使用温度场测量设备对纯氩气体、三元混合气体保护焊接工艺的温度场进行测量，如图1-11所示，试验过程严格保证外部条件一致。测温点 A 、 B 、 C 点距焊脚分别为4mm、11mm、18mm，测温点 D 、 E 、 F 点距焊脚分别为2.5mm、10mm、17mm，测点钻孔直径1.4mm，钻孔深度为4mm，埋入固定热电偶。
测试得到的各点温度随时间变化曲线如图1-12所示，可以看出，相对于纯氩气体保护焊，三元混合气体保护焊温度场峰值温度更高，降温速率更快，有利于减小焊接变形。
图1-11 焊接温度场测量（测点布置）
图1-12 不同保护气体的焊接温度场曲线
图1-12 不同保护气体的焊接温度场曲线（续）
纯氩气体保护、三元气体保护焊接工艺的温度场差别如图1-13所示。可以看出，三元气体保护焊升温速率更快，说明其电弧加热效率更高。研究表明，相对于纯氩气保护焊接工艺，三元气体保护焊电弧宽度减小，电弧收缩显著。电弧收缩可使电弧电流密度增加，使得焊接时的能量输入更为集中，对外热损耗减小，提高焊接效率，增加熔深。焊接温度场分布变得更加集中，温度梯度曲率增大，热影响区宽度随之减小。电弧吹力同时增加，增大熔池对流程度，细化晶粒，提高焊接接头质量。
图1-13 不同保护气体的焊接温度场特征
根据雷卡林公式，高速热源条件下厚板温度场冷却速度表达式为：
式中 t ——传热时间（s）；
E ——焊接热输入（J）；
λ ——热传导系数；
ω e ——冷却速率（℃/s）；
T ——冷却终止温度（℃）；
T 0 ——初始温度（℃）。
温度场测试中两种气体保护条件下的焊接电流、电弧电压、焊接速度相同，热输入 E 相同。在相同热输入下，三元气体保护焊电弧更加集中，等温线 T 1 外的低温区域更宽，因此，在焊接阶段，三元混合气体保护焊试件的低温区域更广，降温速率更高。这对于具有时效强化特点的铝合金焊接具有重要意义，采用三元混合气体保护焊将显著提高力学性能，缩减铝合金T4状态性能恢复时间。
3.冷金属过渡弧焊调控焊接温度场
冷金属过渡弧焊（CMT）是在短路过渡电弧基础上创新的焊接电弧，仍保持短路过渡特征，但电弧能量比传统短路过渡电弧更低。焊接时不仅可减小焊接飞溅，且在焊接薄板时，可避免工件焊穿的问题，减小焊件变形。该方法广泛应用于汽车工业镀锌板的焊接，具有良好的填充间隙能力，且对焊缝周边镀锌层的烧损极小，提高了焊件的耐蚀性。
与传统MIG相比，CMT工艺温度场的特点是：峰值温度降低，高温停留时间短，组织过烧降低；较低的热输入和高的热扩散系数，形成较窄的热影响区；减小晶界熔化范围（液化范围在固定温度区间内），提升接头性能。
图1-14为CMT工艺温度场与MIG温度场的分布对比图，从图中可以看出：
1）CMT焊接峰值温度均低于MIG脉冲焊接工艺。
A 点，CMT工艺峰值温度176℃，MIG工艺峰值温度307℃，相差131℃。
C 点，CMT/450℃，MIG/507℃，相差57℃。
2）CMT焊接相对MIG脉冲焊接高温停留时间短。
C 点，CMT工艺300℃以上停留5s，MIG工艺300℃以上停留时间8s。
3）CMT焊接升温速率低于MIG脉冲焊接工艺，降温速率高。
MIG工艺过程各测温点升温速度快，CMT焊接升温速度相对较慢。
图1-14 不同弧焊工艺的焊接温度场特征
4.焊枪摆动等生产要素对焊接温度场的影响
实际生产中，手工操作有时会根据需要规则摆动焊枪，以适应装配间隙及焊接坡口，摆动将极大地影响焊接温度场的状态，摆动与非摆动的温度场差异如图1-15所示。摆动焊接确实可在一定程度上提高效率，但是摆动幅度和停留时间应该控制在一定范围内，否则可能造成拉伸、疲劳等性能下降等问题。对于摆动焊来说，在焊丝摆动过程中使焊缝的单侧出现周期性循环的二次加热；摆动工艺下的温度峰值高，且摆动焊时电弧靠近坡口边缘，二者均可使母材熔化量更多，改变了焊接接头的熔合比。
图1-15 焊枪摆动与非摆动的温度场差异