王振超，張 瑩，彭伊娟，余 溪，張秋菊

（1.江南大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 無(wú)錫 214122；2.羅森博格（無(wú)錫）管道技術(shù)有限公司，江蘇無(wú) 錫 214161；3.北京工商大學(xué)化學(xué)與材料工程學(xué)院，北京 100048）

0 前言

聚乙烯管道被廣泛地應(yīng)運(yùn)用于燃?xì)?、水和其他化學(xué)介質(zhì)的輸送，并用于核電廠3級(jí)安全系統(tǒng)。然而2021年國(guó)內(nèi)聚乙烯管道不合格率為23.9%，遠(yuǎn)大于國(guó)抽總體不合格率的11.4%，對(duì)塑料管道行業(yè)發(fā)展起到了負(fù)面的影響[1]。中國(guó)已經(jīng)成為塑料管道最大的生產(chǎn)國(guó)和應(yīng)用國(guó)，2020年產(chǎn)量為16 360 kt。聚乙烯管道正在向更大口徑、更高耐壓等級(jí)、耐更高溫度、更長(zhǎng)壽命的方向發(fā)展。管道安全關(guān)系國(guó)計(jì)民生，塑料管道行業(yè)確立了在“十四五”期間向更高質(zhì)量、更高標(biāo)準(zhǔn)和技術(shù)創(chuàng)新發(fā)展的目標(biāo)[2]。

管道系統(tǒng)主要由管材、閥門和管件以及它們相互連接的接頭組成，任何部分的性能都將直接影響整個(gè)管道系統(tǒng)的性能。美國(guó)塑料管道數(shù)據(jù)協(xié)會(huì)（PPDC）統(tǒng)計(jì)的泄漏或失效事故數(shù)據(jù)顯示，13%的聚乙烯管道系統(tǒng)失效來(lái)自接頭的連接質(zhì)量[3]。聚乙烯管道由于其結(jié)晶態(tài)聚合物的特性，決定了熔接程序和工藝參數(shù)對(duì)接頭可靠性根本上的影響。由于管道物理形態(tài)、環(huán)境因素、連接過(guò)程等多種變量影響了熔接程序和工藝參數(shù)的有效執(zhí)行并產(chǎn)生了復(fù)雜的效應(yīng)，從而影響接頭的性能。熔接接頭的性能達(dá)到和管材性能一致或達(dá)到可以接受的程度是管道可熔接性能或系統(tǒng)適配性的基本要求[4?5]。如何對(duì)聚乙烯管道熔接接頭實(shí)施有效的檢測(cè)，建立完善的可靠性分析體系，對(duì)聚乙烯管道的應(yīng)用和安全運(yùn)行具有重要的意義。本文介紹了目前國(guó)內(nèi)外聚乙烯管道熔接接頭可靠性評(píng)價(jià)的短期力學(xué)性能和長(zhǎng)期耐慢速裂紋拓展的主要檢測(cè)方法和其適用性研究。

1 聚乙烯管道熔接接頭性能與失效模式

1.1 聚乙烯管道接頭的性能要求

作為承壓管道，受到諸如輸送介質(zhì)產(chǎn)生的靜壓載荷、脈沖和循環(huán)載荷；施工引起的拉伸和壓縮載荷；安裝產(chǎn)生的點(diǎn)載荷、土壤和交通載荷、殘余應(yīng)力載荷、熱脹冷縮載荷等[4]。聚乙烯管道需要具備承受載荷、耐受內(nèi)壓、耐腐蝕、柔韌性、耐磨、一定環(huán)剛度、良好耐候性、防紫外線、抗熱氧老化等功能性和使用壽命的需求。初期要求塑料管道和鋼管具有相同的10年壽命，但隨著科技進(jìn)步，目前燃?xì)夤芎退芤?0年的使用壽命[4，6]。

熔接接頭的性能需要和所在的承壓管道保持一致或根據(jù)設(shè)計(jì)需要達(dá)到管道一定比例的性能，其總體性能的表述和聚乙烯管道一致，即在50年設(shè)計(jì)的生命周期內(nèi)（以后標(biāo)準(zhǔn)可能提高），和在規(guī)定的使用條件下（壓力、溫度等），管道接頭能夠承受規(guī)定的各種載荷而不發(fā)生破壞。熔接接頭的力學(xué)性能通過(guò)抗載荷、耐靜液壓、屈服和斷裂強(qiáng)度、斷裂伸長(zhǎng)率、抗沖擊功、抗快速裂紋拓展、抗慢速裂紋增長(zhǎng)等相關(guān)測(cè)試指標(biāo)體現(xiàn)。

1.2 熔接接頭的可靠性和失效機(jī)理以及失效模式

聚乙烯管道熔接是材料被加熱后呈現(xiàn)熔融狀態(tài)并在熔接作用力的驅(qū)使下，熔接界面分子鏈不斷解纏結(jié)并相互滲透再纏結(jié)，冷卻后再次結(jié)晶形成熔接接頭的過(guò)程，如圖1[7]所示。聚乙烯管道自身材料特性以及在接頭處的結(jié)晶度、晶體形態(tài)、分子鏈大小、分布疏密和取向影響并決定了熔接接頭的力學(xué)性能。

圖1 熔接過(guò)程和熔接工藝Fig.1 Hot plate fusion joint process

熔接接頭的失效機(jī)理和管道本體一樣，短期內(nèi)是材料斷裂失效，長(zhǎng)期是材料的蠕變失效，其失效速度受熱和應(yīng)力的共同影響。從微觀角度，熔接接頭受熱和應(yīng)力后，不定形區(qū)空隙不斷增大，變成裂紋，裂紋增長(zhǎng)導(dǎo)致分子鏈段發(fā)生滑移和翻轉(zhuǎn)直至斷裂。在熔接過(guò)程中，在界面作用力下管材端面熔融材料從管壁中心向內(nèi)外擠出，在內(nèi)外管道表面背彎形成卷邊，熔接界面中分子鏈?zhǔn)芰Ξa(chǎn)生徑向取向，改變了原來(lái)管道擠出成型時(shí)的軸向取向，取向的改變可能導(dǎo)致接頭軸向的拉伸強(qiáng)度低于本體。由于熔接過(guò)程中的擠壓造成了接頭區(qū)域呈現(xiàn)X形的不規(guī)則區(qū)域，造成分子鏈的取向、結(jié)晶度和分子量分布都呈現(xiàn)了不規(guī)則狀況，可能導(dǎo)致接頭的力學(xué)性能下降，受溫度和壓力不同產(chǎn)生的X形狀不同，見(jiàn)圖2[8]。

圖2 不同熔接作用力產(chǎn)生的接頭區(qū)域X形狀和大小Fig.2 X size created by different fusion force

熔接接頭的可靠性是由熔接過(guò)程來(lái)保障的，根據(jù)材料和管道尺寸的不同，熔接過(guò)程施加經(jīng)過(guò)工藝評(píng)定的熔接程序和參數(shù)。施加的工藝參數(shù)偏離了受控的參數(shù)可能導(dǎo)致接頭失效。因而，施加了不恰當(dāng)?shù)娜劢庸に噮?shù)造成的工藝缺陷是主要的失效模式之一，可以分為過(guò)冷、過(guò)熱、欠壓、過(guò)壓以及不當(dāng)?shù)臒岷土Φ慕M合，失效機(jī)理如以下所述。熔接接頭失效也可能由于熔接時(shí)外來(lái)油污、水氣、雜物引起的夾雜、氣孔、裂紋等物理缺陷。還可能由于熔接設(shè)備能力不足導(dǎo)致夾持端面軸心偏移、熱板缺陷、銑刀不良造成的錯(cuò)邊、端面不平等物理缺陷和應(yīng)力集中。管道自身的材料性能偏差和所選用的熔接工藝不匹配、管道擠出缺陷、炭黑等添加物分布不均勻或添加量不當(dāng)?shù)纫彩窃斐山宇^失效的原因。

過(guò)冷指熔接界面受熱過(guò)低，抑制了分子鏈局部鏈段的調(diào)整進(jìn)入晶格的運(yùn)動(dòng)，從而影響了結(jié)晶的進(jìn)行，而且低溫使分子鏈的滲透纏結(jié)不夠充分，減少了通過(guò)無(wú)定形區(qū)連接相鄰片晶的系帶分子鏈的數(shù)量。過(guò)熱指界面溫度過(guò)高，接頭處聚乙烯材料發(fā)生熱氧化破壞，導(dǎo)致聚乙烯分子鏈斷裂破壞，破壞晶體結(jié)構(gòu)，可能會(huì)產(chǎn)生一氧化碳、不飽和烴等雜質(zhì)，這也在更大程度上抑制了結(jié)晶，減少了片晶間系帶分子鏈的含量。熱氧化破壞析出的揮發(fā)性產(chǎn)物會(huì)在接頭內(nèi)部形成微小氣孔，在接頭內(nèi)部產(chǎn)生應(yīng)力集中，進(jìn)一步削弱了接頭的拉伸性能。欠壓是指熔接作用力過(guò)小，不足以促使分子鏈有充足的纏結(jié)和再結(jié)晶，也可能無(wú)法平整端面接觸區(qū)域，消除氣孔和氣體夾雜，從而無(wú)法產(chǎn)生有效的分子鏈纏結(jié)區(qū)域的深度，在結(jié)晶過(guò)程中無(wú)法補(bǔ)償焊縫材料冷卻過(guò)程中的收縮，大大降低熔接面的抗拉性能。過(guò)壓是熔接作用力過(guò)大，熔融的材料被大量擠出，形成較大的卷邊，從而使熔融區(qū)深度減小，由于剩余熔融材料的溫度相對(duì)較低，聚乙烯高分子熱運(yùn)動(dòng)較為緩慢，分子鏈的滲透纏結(jié)不夠充分，減少了系帶分子鏈含量；并且隨著端面壓力的加大，熔接區(qū)域徑向取向的系帶分子鏈數(shù)量不斷增加，軸向系帶分子鏈越來(lái)越少，熔接區(qū)域銀紋微纖尺寸變小、分布稀疏。雖然壓力增大對(duì)結(jié)晶有一定促進(jìn)作用，但是隨著熔融材料的大量擠出，其改善也微乎其微[8?12]。

圖3（a）是正常熔接接頭分子鏈纏結(jié)示意圖，（b）為不正常接頭分子鏈不充分纏結(jié)示意圖。圖4（a）[10]為一個(gè)輕微過(guò)冷缺陷的接頭，（d）為較大過(guò)冷缺陷的接頭，（b）、（c）、（e）、（f）是各自接頭斷面經(jīng)鉻酸溶劑處理后的SEM照片，可以看出含缺陷的接頭內(nèi)部微觀表現(xiàn)為系帶分子鏈較少、纏結(jié)不充分、存在較大銀紋斷面等。

圖3 熔接接頭分子鏈形態(tài)示意圖Fig.3 Molecular chain at fusion joint point

圖4 熔接接頭剖面圖和顯微圖Fig.4 Fusion joint photo and its SEM picture

目前，常用掃描電子顯微鏡（SEM）、廣角X射線散射（WAXS）、小角X射線散射（SAXS）、X射線衍射（XRD）、差示掃描量熱儀（DSC）、傅里葉變換紅外光譜法（FTIR）和微米壓痕儀測(cè)試等方法來(lái)觀察和表征接頭處的微觀形貌，以及結(jié)晶程度、熱性能、物質(zhì)成分、硬度等基礎(chǔ)性能。

2 聚乙烯管道熔接接頭短期力學(xué)性能表征及測(cè)試方法

2.1 接頭短期力學(xué)性能表征的理論依據(jù)

材料的破壞是主鏈上化學(xué)鍵的斷裂，或者是高分子鏈間作用力的破壞，聚合物的強(qiáng)度可以用主鏈化學(xué)鍵斷裂強(qiáng)度公式[式（1）]和分子鏈間作用力的強(qiáng)度公式[式（2）]來(lái)粗略計(jì)算。因?yàn)楹茈y確定材料斷裂是哪個(gè)力起了作用，因此有估算的經(jīng)驗(yàn)公式[式（3）][16]，具體公式如下[6]：

式中n——單位面積中所含的聚乙烯C—C鍵的數(shù)量

b——光學(xué)常數(shù)

D——化學(xué)鍵的離解能

m——折合質(zhì)量，g

v——分子間震動(dòng)的自然頻率

E——試驗(yàn)測(cè)得的聚乙烯材料的彈性模量

通過(guò)式（1）、（2）、（3）計(jì)算的理論強(qiáng)度與聚乙烯實(shí)際強(qiáng)度至少相差幾個(gè)數(shù)量級(jí)，說(shuō)明提升材料的應(yīng)用強(qiáng)度有很大空間，也說(shuō)明制約材料實(shí)際強(qiáng)度的因素客觀存在，主要是材料中裂紋和應(yīng)力集中的問(wèn)題。為了解決裂紋的斷裂強(qiáng)度問(wèn)題，Griffith從能量平衡的觀點(diǎn)出發(fā)，提出了裂紋理論，具體斷裂判據(jù)如下[6]：

式中σc——斷裂強(qiáng)度

KI——材料強(qiáng)度因子

KIC——臨界應(yīng)力強(qiáng)度因子

γ——單位面積的表面能

a——裂紋長(zhǎng)度的1/2

隨著應(yīng)力或裂紋尺寸a的增大，KI因子不斷增大，當(dāng)KI因子增大到臨界值KIC時(shí)，裂紋開(kāi)始失穩(wěn)擴(kuò)展。這就是Griffith最早提出的裂紋生長(zhǎng)所需要的最小應(yīng)力。然而，該理論沒(méi)有考慮應(yīng)力場(chǎng)卸載時(shí)裂紋的發(fā)展，因此它只對(duì)彈性材料適用，不能完全適用于具有黏彈性的聚合物材料。Andrews的普適斷裂學(xué)理論（genera?nized fracture mechanical theory）結(jié)合茹科夫的分子動(dòng)力學(xué)斷裂理論，推導(dǎo)出式（6），可以進(jìn)一步推導(dǎo)出用作粘接界面的破壞計(jì)算的式（7）[6]。

式中tf——材料在外應(yīng)力作用下斷裂時(shí)間（壽命）

t0——材料不受外力的斷裂時(shí)間

UAB——材料中AB分子間的位能

βσ——外應(yīng)力做的功

φ——能量損耗因子

θ——破壞粘接界面的能量

T——?jiǎng)?chuàng)造新表面需要的能量

θ0——?jiǎng)?chuàng)造粘接界面時(shí)斷裂分子間化學(xué)鍵所需能量

T0——?jiǎng)?chuàng)造新表面斷裂分子間化學(xué)鍵的能量

能最好體現(xiàn)材料力學(xué)性能的是剪切模量（G）和本體模量（K）。他們都和彈性模量（E）和泊松比（μ）有關(guān)系，聚乙烯是一種黏彈性材料，恒定應(yīng)力（σ），應(yīng)變（ε）是時(shí)間（t）和溫度（T）的函數(shù)，具體公式如下[6]：

式中P——拉伸應(yīng)力

A——截面積

L0——原長(zhǎng)

L——拉伸后長(zhǎng)度

μ——泊松比，橫向壓縮和縱向拉伸形變之比

2.2 接頭短期力學(xué)性能可靠性相關(guān)研究

Azzeddine Belaziz等對(duì)接頭和本體試樣采用拉伸速度10 mm/min和50 mm/min進(jìn)行測(cè)試，發(fā)現(xiàn)在50 mm/min時(shí)本體和接頭的屈服強(qiáng)度和斷裂伸長(zhǎng)率均接近，但在10 mm/min時(shí)接頭的屈服強(qiáng)度略大，但斷裂伸長(zhǎng)率較小[13]。閔文研究發(fā)現(xiàn)不同拉伸速率得到的接頭斷裂強(qiáng)度和韌脆斷裂形態(tài)不同[14]。戴鴻斌等采用50 mm/min的拉伸測(cè)試和三點(diǎn)彎曲測(cè)試，研究不同工藝參數(shù)對(duì)接頭強(qiáng)度的影響，研究拉伸和彎曲性能與熔融區(qū)微觀形狀、結(jié)晶程度和分子鏈取向的關(guān)系[8]。Tarek等用不同拉伸應(yīng)變速率測(cè)試，發(fā)現(xiàn)增加應(yīng)變速率導(dǎo)致熔接接頭和管材本體試樣所測(cè)的彈性模量和屈服強(qiáng)度增加，但斷裂伸長(zhǎng)率和彈性模量降低；熔接接頭和本體試樣的斷裂韌性隨拉伸速率的降低而降低；不同應(yīng)變速率下JIC管材本體試樣的彈性模量、屈服強(qiáng)度和平面應(yīng)變斷裂韌性均比熔接處試樣大[7]。Kim等采用拉伸、沖擊、彎曲和缺口拉伸幾種測(cè)試來(lái)比較采用ASME CC N?755?3單高壓和采用ISO 21307單低壓的熔接程序?qū)宇^性能的影響。如果采用拉伸、高速?zèng)_擊和彎曲測(cè)試，試樣均呈現(xiàn)韌性斷裂，但采用缺口拉伸測(cè)試發(fā)現(xiàn)接頭比本體的斷裂伸長(zhǎng)率明顯降低。認(rèn)為缺口拉伸測(cè)試比其他方法更能表征單高壓熔接程序的接頭質(zhì)量，并認(rèn)為ISO單低壓熔接程序優(yōu)于N?755?3單高壓程序[15]。Mohammad等對(duì)接頭和本體采用在室溫23℃，速率50 mm/min，以及-10℃低溫下25 mm/min速率的拉伸測(cè)試，以及26℃的沖擊測(cè)試，研究熔接溫度和壓力對(duì)接頭性能的影響。發(fā)現(xiàn)在23℃、50 mm/min測(cè)試時(shí)所有試樣和本體的屈服強(qiáng)度相近，而-10℃、25 mm/min測(cè)試時(shí)接頭的屈服強(qiáng)度隨熔接溫度的升高而提高，屈服強(qiáng)度大于本體，但斷裂伸長(zhǎng)率低于本體，沖擊測(cè)試發(fā)現(xiàn)在相同的熔接溫度下，熔接作用力升高時(shí)沖擊強(qiáng)度降低，較低熔接溫度時(shí)，沖擊功較大[16]。Pokharel等采用常規(guī)拉伸、全切口拉伸、U形缺口拉伸測(cè)試來(lái)比較不同冷卻時(shí)間（熔接溫度）對(duì)接頭性能的影響，并對(duì)微觀結(jié)構(gòu)對(duì)接頭性能的影響進(jìn)行分析[25]。Leskovics等采用23℃和-40℃溫度下5 mm/min的應(yīng)變速率的拉伸測(cè)試和-100～40℃的沖擊測(cè)試來(lái)研究熔接接頭的性能，發(fā)現(xiàn)拉伸測(cè)試時(shí)接頭和本體的屈服強(qiáng)度相近但斷裂伸長(zhǎng)率相差較大，沖擊測(cè)試表明低于-20℃時(shí)熔接對(duì)沖擊性能影響不大，但0℃以上時(shí)熔接接頭的沖擊功隨沖擊速率變化較大，而本體的沖擊功隨速率變化較小[10]。

文獻(xiàn)所述的研究是在探討影響熔接接頭力學(xué)性能的因素，在表征接頭力學(xué)性能時(shí)采用了不同的測(cè)試方法，主要用到了不同溫度下和不同應(yīng)變速率的拉伸測(cè)試、不同溫度下的沖擊測(cè)試、彎曲測(cè)試以及試樣帶缺口的拉伸測(cè)試，每個(gè)研究中采用了兩種以上的測(cè)試方法。不同測(cè)試方法以及同一方法不同的測(cè)試溫度和拉伸速率可以導(dǎo)致不同的判斷，某一試驗(yàn)條件下的韌性破壞在另一個(gè)試驗(yàn)條件下可能變成脆性破壞。有的研究人員指出不能采用一種測(cè)試方法來(lái)表征接頭的可靠性。

2.3 接頭短期力學(xué)性能測(cè)試的相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)現(xiàn)狀

國(guó)際熔接程序標(biāo)準(zhǔn)ISO 21307：2017對(duì)接頭性能的測(cè)試項(xiàng)目的規(guī)定較為全面，有采用ISO 13953慢速拉伸測(cè)試，有根據(jù)ASTM F 2634進(jìn)行快速拉伸測(cè)試（壁厚小于32 mm，速率為52 mm/s；壁厚超過(guò)32 mm，速率為102 mm/s）。我國(guó)熱熔對(duì)接程序標(biāo)準(zhǔn)GB/T 32434—2015對(duì)接頭質(zhì)量采用卷邊180°背彎無(wú)裂縫測(cè)試，以及按照GB/T 19180來(lái)測(cè)試接頭試樣的斷裂韌脆性和斷裂強(qiáng)度來(lái)判斷接頭的可靠性，沒(méi)有采用彎曲和快速拉伸測(cè)試，我國(guó)和ISO拉伸測(cè)試的應(yīng)變速率皆為5 mm/min。美國(guó)ASTM D 2620?20的熔接程序標(biāo)準(zhǔn)采用焊縫觀察和彎曲測(cè)試；ASME BPVC IX?2015壓力容器規(guī)范的熔接部分，以及ASME CC N?755?3核3安全規(guī)范，采用快速拉伸沖擊ASTM F 2634和彎曲測(cè)試ASTM F 3183。幾個(gè)標(biāo)準(zhǔn)中的拉伸、彎曲和沖擊試驗(yàn)都是在實(shí)驗(yàn)室23 ℃環(huán)境溫度下進(jìn)行的[18?21]。

幾個(gè)標(biāo)準(zhǔn)中均提到可以采用無(wú)損檢測(cè)作為接頭可靠性的檢測(cè)手段。尤其是幾個(gè)標(biāo)準(zhǔn)中均提到熔接過(guò)程數(shù)據(jù)記錄并與標(biāo)準(zhǔn)的熔接程序參數(shù)的符合性對(duì)比，這是一個(gè)非常重要的檢查項(xiàng)目，是熔接接頭可靠性十分關(guān)鍵的保證。

2.4 接頭短期力學(xué)性能評(píng)價(jià)方法的討論

熔接接頭的力學(xué)性能主要由接頭區(qū)域結(jié)晶程度、分子鏈形態(tài)、取向等微觀結(jié)構(gòu)以及含有的物理缺陷大小和性質(zhì)決定。目前接頭短期力學(xué)性能測(cè)試方法主要有拉伸測(cè)試、沖擊試驗(yàn)和彎曲試驗(yàn)幾類。他們檢測(cè)的依據(jù)都是基于2.1節(jié)所述的斷裂理論，表征接頭承受應(yīng)力、應(yīng)變和沖擊功而發(fā)生材料斷裂的能力。通過(guò)測(cè)試獲取接頭處材料的屈服強(qiáng)度、彈性模量、斷裂強(qiáng)度、斷裂伸長(zhǎng)率等指標(biāo)來(lái)反映接頭的力學(xué)性能。

典型的拉伸測(cè)試曲線如圖5[13]所示，反映了黏彈性材料在應(yīng)力下發(fā)生應(yīng)變的4個(gè)階段：彈性應(yīng)變、屈服、塑性應(yīng)變、斷裂。在拉伸測(cè)試中接頭呈現(xiàn)了圖6[15]所示的斷裂形態(tài)，分為韌性、半脆性、脆性3種斷裂破壞模式，脆性和半脆性斷裂是不能接受的失效模式。韌脆破壞只是接頭性能的一個(gè)判斷指標(biāo)，通過(guò)測(cè)試計(jì)算試樣的屈服強(qiáng)度σ和斷裂伸長(zhǎng)率ε是另外兩個(gè)重要的指標(biāo)。

圖5 拉伸測(cè)試應(yīng)力?應(yīng)變曲線Fig.5 Stress?strain chart of tensile test

圖6 試樣拉伸斷裂形式和斷面圖Fig.6 Fracture types and photos

沖擊試驗(yàn)用來(lái)表征接頭在特定的溫度下抵抗突然較大應(yīng)力應(yīng)變的能力，需要結(jié)合管道使用環(huán)境來(lái)確定沖擊試驗(yàn)的溫度和沖擊強(qiáng)度大小的指標(biāo)，檢測(cè)的標(biāo)準(zhǔn)是達(dá)到要求的屈服點(diǎn)，且試樣呈韌性斷裂。圖7是ASTM F 2634?15中的沖擊測(cè)試曲線和試樣圖，（c）是脆性斷裂不合格的接頭照片，（b）是韌性斷裂的照片。筆者認(rèn)為，（b）接頭雖然符合標(biāo)準(zhǔn)要求，但斷裂不是發(fā)生在接頭處，是否能判斷接頭可靠，值得商榷。彎曲試驗(yàn)用來(lái)檢測(cè)接頭處應(yīng)力集中時(shí)材料耐受形變的能力，和拉伸試驗(yàn)及沖擊試驗(yàn)不同的地方在于試樣受環(huán)向壓應(yīng)力和軸向拉應(yīng)力的共同作用，并且測(cè)試應(yīng)力更容易集中到接頭的區(qū)域，更能表征接頭的力學(xué)性能，圖8是ASTM F 3183?16測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)中的取樣和彎曲方向示意圖。

圖7 高速拉伸沖擊測(cè)試曲線和斷裂形式Fig.7 Impact test chart and fracture types

圖8 彎曲測(cè)試取樣和載荷示意Fig.8 Bend test sampling and loading

在不同的方法中試樣的形狀是需要考慮的重要因素，采用不當(dāng)?shù)脑嚇有螤羁赡軣o(wú)法全面表征管道受到的徑向、軸向和環(huán)向的應(yīng)力。拉伸試樣接頭兩側(cè)相同尺寸的區(qū)域可能太寬，無(wú)法將應(yīng)力施加到接頭區(qū)域上，同時(shí)試樣保留卷邊，導(dǎo)致卷邊和管表面處的應(yīng)力集中，而無(wú)法準(zhǔn)確反映接頭區(qū)域的性能[22]。目前標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定的試樣形狀有狗骨頭形和啞鈴形。但采用U形缺口試樣能比較準(zhǔn)確體現(xiàn)環(huán)向應(yīng)力與軸向應(yīng)力比為2的關(guān)系，Kim等采用有限元分析對(duì)此進(jìn)行了論證[15]。如圖9所示，（a）為ISO 13953和GB/T 19180的拉伸測(cè)試一般采用的試樣形狀，（b）是U形缺口拉伸試樣[36]。

圖9 拉伸測(cè)試試樣形狀示意圖Fig.9 Sample shape of tensile tests

由此可見(jiàn)，接頭短期力學(xué)性能的可靠性不能僅通過(guò)某一測(cè)試方法在單一條件下測(cè)試的斷裂模式呈現(xiàn)韌性來(lái)進(jìn)行判斷。需要提出更為全面的接頭短期力學(xué)性能的表征方法，希望能夠提出更為量化的評(píng)價(jià)力學(xué)性能的指標(biāo)。建議至少采用使用溫度的上限、下限和室溫下，某一應(yīng)變速率進(jìn)行U形缺口（缺口中心在熔接線處）的拉伸測(cè)試和沖擊測(cè)試，確定可以接受的屈服強(qiáng)度、沖擊能量和斷裂伸長(zhǎng)率的指標(biāo)來(lái)表征接頭的性能，可以和管道的相同測(cè)試條件指標(biāo)進(jìn)行對(duì)比，取某一比例為合理指標(biāo)，比如到達(dá)本體屈服強(qiáng)度95%，沖擊能量90%，斷裂伸長(zhǎng)率60%（和管道設(shè)計(jì)安全系數(shù)相關(guān)）為合格接頭，最好去除卷邊進(jìn)行測(cè)試。

3 聚乙烯管道熔接接頭長(zhǎng)期力學(xué)性能表征及測(cè)試方法

3.1 接頭長(zhǎng)期力學(xué)性能表征的理論基礎(chǔ)

載荷的影響在管壁中產(chǎn)生了相應(yīng)的應(yīng)力，可以表示為軸向應(yīng)力（σm）、徑向應(yīng)力（σr）和環(huán)向應(yīng)力（σθ），見(jiàn)圖10。為了進(jìn)一步研究的方便，建立了應(yīng)力和靜液壓相應(yīng)的關(guān)系，將對(duì)管道的承受載荷能力的研究轉(zhuǎn)換成管道耐靜液壓能力的研究，對(duì)于燃?xì)夂凸┧艿肋M(jìn)一步簡(jiǎn)化為環(huán)向應(yīng)力與耐靜液壓的關(guān)系研究[4]。同理，熔接接頭處的承受載荷的能力也可以轉(zhuǎn)化為接頭處的應(yīng)力和耐受內(nèi)壓研究，近似以中等壁厚的中徑公式計(jì)算[式（13）]：

圖10 管壁內(nèi)應(yīng)力模型Fig.10 Stress model inside pipe wall

式中σ——環(huán)向應(yīng)力

p——管道內(nèi)介質(zhì)的內(nèi)壓

dem——某點(diǎn)處管材實(shí)際外徑

ey，min——某點(diǎn)處管材的最小壁厚

聚乙烯管道的應(yīng)力耐受能力受材料基礎(chǔ)性能、使用溫度、使用時(shí)間和承受應(yīng)力大小的共同影響，并具有相應(yīng)的數(shù)學(xué)關(guān)系，但這個(gè)關(guān)系很難用非常確定的參數(shù)和模型來(lái)表示，基于大量的試驗(yàn)和研究，總結(jié)出在一定范圍內(nèi)，不同溫度和時(shí)間范圍下的耐靜液壓強(qiáng)度試驗(yàn)數(shù)據(jù)和溫度及耐受時(shí)間在統(tǒng)計(jì)學(xué)意義上成線性回歸關(guān)系，如式（14）所示。這個(gè)統(tǒng)計(jì)學(xué)意義的線性回歸模型被用來(lái)通過(guò)較短時(shí)間、較高溫度下的靜液壓強(qiáng)度強(qiáng)化試驗(yàn)推導(dǎo)出管道在較低溫度下的長(zhǎng)期使用強(qiáng)度和壽命[23]。

式中σ——破壞應(yīng)力

T——破壞溫度

t——破壞時(shí)間（壽命）

c1～c4——相關(guān)系數(shù)

e——誤差變量，服從正態(tài)分布，平均值為零，方差恒定

根據(jù)Irwin?Corten方程，建立薄壁管公式[式（15）]。當(dāng)實(shí)際壓力大于臨界壓力（Ptc），發(fā)生快速裂紋現(xiàn)象[6]。雖然快速裂紋拓展是由材料性能決定的，但由于熔接過(guò)程部分改變了材料的分子鏈結(jié)構(gòu)，即便耐快速裂紋增長(zhǎng)好的材料也有可能在接頭處發(fā)生裂紋現(xiàn)象。

式中KD——材料耐裂紋的臨界強(qiáng)度因子，又叫斷裂韌度

D——管徑

RSDR——徑厚比

Ptc——推動(dòng)裂紋增長(zhǎng)的臨界壓力

對(duì)于材料的慢速裂紋增長(zhǎng)，是含有時(shí)間因素的斷裂學(xué)問(wèn)題，但時(shí)間的影響可以通過(guò)裂紋增長(zhǎng)的速度（Va）和應(yīng)力強(qiáng)度應(yīng)子（KI）的n次方成正比這一關(guān)系來(lái)體現(xiàn)，如式（16）[6]所示。但由于目前聚乙烯材料裂紋啟裂誘導(dǎo)期長(zhǎng)，裂端有較強(qiáng)的塑性變形能力，不能完全用線彈性斷裂學(xué)通過(guò)基礎(chǔ)材料試驗(yàn)來(lái)表征管道的蠕變，目前相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)仍然采用缺口誘導(dǎo)裂紋增長(zhǎng)來(lái)研究，采用管道缺口靜液壓測(cè)試和試樣缺口蠕變測(cè)試。

3.2 接頭長(zhǎng)期力學(xué)性能可靠性相關(guān)研究

Kalyanam等對(duì)用于核電的PE?HD管道的熱熔接頭的耐慢速裂紋增長(zhǎng)性能進(jìn)行研究，使用賓夕法尼亞缺口測(cè)試、單邊缺口測(cè)試和靜液壓測(cè)試來(lái)預(yù)測(cè)含熔接缺陷的接頭耐慢速裂紋增長(zhǎng)的性能；指出應(yīng)有更多的研究來(lái)理解裂紋萌生時(shí)間、裂紋增長(zhǎng)時(shí)間和發(fā)生破壞時(shí)間；建議更多試驗(yàn)來(lái)揭示熔接程序和參數(shù)對(duì)耐慢速裂紋增長(zhǎng)性能的影響，以及樹(shù)脂材料的失效時(shí)間和熔接接頭失效時(shí)間的關(guān)系[24]。Krishnaswamy等研究PE?HD管道在核安全領(lǐng)域應(yīng)用的耐壓和壽命問(wèn)題，耐慢速裂紋的U形缺口高溫拉伸蠕變測(cè)試（采用PENT試樣，ASTM F1473?07）。測(cè)試結(jié)果表明，環(huán)向和軸向的管道本體試樣和含熱熔接頭試樣的拉伸測(cè)試和動(dòng)態(tài)力學(xué)測(cè)試的性能沒(méi)有明顯差異；耐慢速裂紋測(cè)試發(fā)現(xiàn)管道本體在4.14 MPa，80℃條件下發(fā)生了韌性破壞，在2.76 MPa，80℃條件下平均破壞時(shí)間為900 h，而含熱熔接頭的試樣在4.14 MPa，80℃條件下發(fā)生了脆性破壞，在2.76 MPa，80℃條件下平均破壞時(shí)間只有33.3 h，說(shuō)明缺陷尺寸和應(yīng)力對(duì)單峰聚乙烯管道的壽命影響顯著，在應(yīng)用中需要加以考慮，相似的試驗(yàn)可以用于近幾年為核電安全開(kāi)發(fā)的雙峰聚乙烯管道[25]。Li等用裂紋圓棒法循環(huán)應(yīng)力測(cè)試熔接接頭，結(jié)果顯示50年壽命的強(qiáng)度因子Kmax：本體為，接頭為，意味著熔接降低了材料的強(qiáng)度，或降低了管道的壽命[26]。類似的，張建國(guó)等采用裂紋圓棒法測(cè)試熔接接頭。指出使用相同載荷比R時(shí)，提高初始最大強(qiáng)度因子，接頭的疲勞裂紋擴(kuò)展速率增加；采用一定的最大初始強(qiáng)度因子時(shí)，提高載荷比R，裂紋擴(kuò)展速率減小；通過(guò)外推法確定熔接接頭50年靜載荷下的應(yīng)力強(qiáng)度因子為 0.555 MPa·m2[27]。張蕾等對(duì)接頭進(jìn)行光滑試樣和裂紋圓棒試樣的拉伸試驗(yàn)，確定了與蠕變斷裂參數(shù)（C）相關(guān)的蠕變裂紋擴(kuò)展關(guān)系式[28]。

在研究接頭耐慢速裂紋增長(zhǎng)的性能時(shí)，研究者采用了全缺口拉伸試驗(yàn)（FNCT）、賓法尼亞缺口試驗(yàn)（PFNC）、單邊缺口測(cè)試（SENT）、裂紋圓棒循環(huán)應(yīng)力測(cè)試（CRB）。這幾個(gè)測(cè)試都采用了預(yù)置缺口誘導(dǎo)裂紋萌生的方法。

3.3 接頭長(zhǎng)期力學(xué)性能的相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)

我國(guó)熱熔對(duì)接程序GB/T 32434—2015、國(guó)際熔接程序標(biāo)準(zhǔn)ISO 21307：2017和美國(guó)ASME BPVC IX?2015壓力容器規(guī)范等標(biāo)準(zhǔn)中均采用了80℃，1 000 h的靜液壓測(cè)試來(lái)檢測(cè)接頭的長(zhǎng)期耐壽命。幾個(gè)標(biāo)準(zhǔn)里尚未規(guī)定檢測(cè)接頭的耐快速裂紋拓展、抗慢速裂紋增長(zhǎng)、耐熱氧老化等長(zhǎng)期性能指標(biāo)和測(cè)試方法。

3.4 接頭長(zhǎng)期力學(xué)性能評(píng)價(jià)方法的討論

熔接造成的空隙、球晶可能導(dǎo)致裂紋萌生和增長(zhǎng)，也可能造成聚乙烯纖維變脆從而降低對(duì)裂紋增長(zhǎng)的抵抗力。研究人員通過(guò)SEM觀察對(duì)比斷面的形態(tài)發(fā)現(xiàn)熱熔接頭的銀紋纖維拉長(zhǎng)較短，發(fā)現(xiàn)了熔接面存在數(shù)個(gè)直徑1～5 μm的微孔，接頭斷裂微纖的平均長(zhǎng)度比母材低20%～45%，氣孔和系帶分子滲透是熔接接頭蠕變裂紋擴(kuò)展抗力下降的主要原因。

目前對(duì)于長(zhǎng)期力學(xué)性能可靠性的表征，幾個(gè)標(biāo)準(zhǔn)均采用含接頭的管道進(jìn)行靜液壓測(cè)試。然而，在靜液壓測(cè)試中很難發(fā)現(xiàn)內(nèi)部微觀物理缺陷造成的蠕變對(duì)長(zhǎng)期壽命的影響，也很難表征土壤或介質(zhì)環(huán)境作用對(duì)接頭長(zhǎng)期蠕變的影響。并且靜液壓測(cè)試是一個(gè)工作量和時(shí)間周期及成本非常高的方法，在管道向大口徑、高耐壓、耐高溫的發(fā)展過(guò)程中，會(huì)顯現(xiàn)較大的缺點(diǎn)。

可以使用GB/T 18476—2019聚烯烴管材耐裂紋缺口試驗(yàn)，采用含有接頭的管道試樣，接頭周邊切缺口，在80℃熱水中采用規(guī)定的靜液壓測(cè)試至規(guī)定時(shí)間或破壞時(shí)間，通過(guò)溫度、靜液壓力和破壞時(shí)間綜合評(píng)估接頭的耐慢速裂紋的能力。使用GB/T 32682—2016聚乙烯環(huán)境應(yīng)力開(kāi)裂全缺口蠕變?cè)囼?yàn)（FNCT），在試樣上接頭處切取缺口，并將試樣浸入保持在規(guī)定溫度的表面活性劑溶液中，施以靜態(tài)拉伸載荷，測(cè)定發(fā)生脆性破壞的時(shí)間，可以用來(lái)評(píng)價(jià)化學(xué)品等侵蝕性環(huán)境對(duì)聚乙烯熔接接頭的影響。

ISO 18489：2015循環(huán)應(yīng)力下缺口圓棒測(cè)試（CRB）被認(rèn)為是一種較好的耐慢速裂紋拓展（SCG）加速測(cè)試方法，其原理是通過(guò)缺口誘導(dǎo)裂紋萌生，通過(guò)施加持續(xù)的循環(huán)應(yīng)力促進(jìn)裂紋增長(zhǎng)，在較短時(shí)間內(nèi)產(chǎn)生脆性斷裂，發(fā)生脆性斷裂時(shí)的循環(huán)次數(shù)表征一定初始缺口尺寸下承受循環(huán)應(yīng)力的能力。測(cè)試時(shí)需要根據(jù)材料密度選擇合適范圍的應(yīng)力以避免發(fā)生韌性破壞，采用圖11試樣，并由式（17）～（19）根據(jù)試樣和缺口尺寸計(jì)算最大、最小載荷，統(tǒng)計(jì)時(shí)不使用圖12（a）（1為切口區(qū)域，2為韌性斷裂區(qū)域，3為脆性斷裂區(qū)域）所示的主要發(fā)生韌性破壞的試樣。計(jì)算循環(huán)應(yīng)力（?σ）值，見(jiàn)式（20），繪制?σ和失效循環(huán)次數(shù)（Nf）的雙對(duì)數(shù)圖（圖13）擬合曲線應(yīng)該為直線，如果不是直線，則需要更多測(cè)試數(shù)據(jù)[29]。

圖11 CRB試樣形狀Fig.11 CRB sample shape

圖12 CRB試樣韌性和脆性斷裂形態(tài)Fig.12 CRB ductile and brittle fracture photos

圖13 CRB測(cè)試結(jié)果應(yīng)力?循環(huán)次數(shù)雙對(duì)數(shù)曲線Fig.13 CRB testing data double logarithmic diagram of?σ versus Nf

標(biāo)準(zhǔn)的測(cè)試溫度是23℃，可以通過(guò)對(duì)相同形狀和尺寸的本體試樣和含接頭的試樣采用相同的初始缺口（接頭處于中間，接頭處開(kāi)缺口）以及相同的循環(huán)應(yīng)力的對(duì)比測(cè)試來(lái)表征接頭耐慢速裂紋的能力。

可見(jiàn)，對(duì)熔接接頭采用只采用80℃、1 000 h的靜液壓測(cè)試不足以完整表征接頭長(zhǎng)期力學(xué)性能的可靠性，建議起碼采用CRB測(cè)試來(lái)比較接頭和本體耐慢速裂紋蠕變能力的差異。如果需要考慮環(huán)境的影響，可以在CRB測(cè)試中加入表面活性劑及采用不同的測(cè)試溫度。CRB測(cè)試被認(rèn)為可以用來(lái)替代GB/T 18476—2019的測(cè)試，但這方面需要更多的研究。

4 熔接接頭超聲波相控陣無(wú)損檢測(cè)

4.1 超聲波相控陣無(wú)損檢測(cè)原理

超聲波指質(zhì)點(diǎn)振動(dòng)頻率高于20 kHz的機(jī)械波，無(wú)損檢測(cè)時(shí)使用的超聲波頻率范圍為0.2～25 MHz。使用具有壓電或磁致伸縮效應(yīng)的材料，當(dāng)在壓電材料兩面的電極上加上電壓，按照電壓的正負(fù)和大小，在厚度方向產(chǎn)生伸、縮的特點(diǎn)。若加上高頻電壓，便會(huì)產(chǎn)生高頻伸縮現(xiàn)象，將伸縮振動(dòng)加到被檢工件的材料上，材料質(zhì)點(diǎn)便會(huì)隨之產(chǎn)生振動(dòng)，從而產(chǎn)生聲波。聲波具有良好的導(dǎo)向性，沿著介質(zhì)直線傳播，超聲波介質(zhì)在傳播過(guò)程中會(huì)衰減和散射，如果檢測(cè)到物體內(nèi)部缺陷，則傳播方向或聲波介質(zhì)特征發(fā)生改變，從而對(duì)內(nèi)部缺陷的宏觀結(jié)構(gòu)、幾何特性、微觀組織以及力學(xué)性能的變化進(jìn)行綜合評(píng)價(jià)。

超聲波相控陣和常規(guī)超聲波檢測(cè)具有相似的聲學(xué)檢測(cè)原理。但它具有多個(gè)陣元晶片按一定規(guī)則排列組成的換能器，陣列單元在發(fā)射電路激勵(lì)下以可控的相位激發(fā)出超聲波，并使超聲波聲束在確定的聲域處偏轉(zhuǎn)或聚焦，從而使超聲波相控陣擁有電子聚焦和多角度掃查功能，讓檢測(cè)的靈敏度和分辨率大大提高。超聲波相控陣檢測(cè)時(shí)相控陣改變聲束角度原理見(jiàn)圖14，檢測(cè)時(shí)改變聚焦焦距原理見(jiàn)圖15[30]。

圖14 超聲相控陣改變聲束角度Fig.14 Phased ultrasonic changed angle

圖15 超聲波相控陣改變焦距Fig.15 Phased ultrasonic changed focal point

相控陣進(jìn)行多種方式的掃查（B掃、D掃、S掃和C掃描），如圖16所示。可以通過(guò)計(jì)算機(jī)仿真技術(shù)，得到一個(gè)立體三維缺陷的圖形，比普通超聲波用波形判斷缺陷更加直觀。所以超聲波相控陣是檢測(cè)熔接接頭缺陷的理想的無(wú)損檢測(cè)手段，但超聲相控陣由于其多振元組合和掃查方式涉及到費(fèi)馬原理、折射原理、疊加原理、延時(shí)法則等一系列復(fù)雜的聲學(xué)、電子控制和計(jì)算圖像處理技術(shù)的應(yīng)用研究[30]。

圖16 超聲波相控陣檢測(cè)缺陷的不同掃描圖Fig.16 Different scan picture from testing

4.2 超聲波無(wú)損檢測(cè)技術(shù)研究進(jìn)展

郭偉燦等使用耦合聚焦技術(shù)，通過(guò)配制聲速和聲阻抗與聚乙烯材料匹配的耦合劑讓聚焦區(qū)穿透熔合區(qū)域，通過(guò)實(shí)驗(yàn)證實(shí)該方法可以檢測(cè)外觀在1.0 mm以上的孔洞和面積型缺陷[31]。秦胤康采用Field II進(jìn)行聲場(chǎng)和缺陷成像仿真，并通過(guò)顯微鏡觀察對(duì)比其可行性；提出了一種將多條掃查線聚焦在對(duì)接平面的掃查方式，能夠發(fā)現(xiàn)較深處的缺陷，并提高缺陷成像真實(shí)程度，能夠檢出用于核電站的較厚管道110 mm壁厚范圍內(nèi)1.0 mm尺寸以上的孔洞類和裂紋類缺陷，并能對(duì)深75 mm范圍內(nèi)的缺陷定量分析[32]。解俊煒等使用超聲波相控陣設(shè)備配備水鍥塊和不同頻率的探頭對(duì)缺陷試樣進(jìn)行檢測(cè)和檢出率定量分析，發(fā)現(xiàn)在95%置信下限和檢出率90%的標(biāo)準(zhǔn)下，2.25 MHz的探頭能夠檢出直徑1.0 mm的橫通孔深度為26.2 mm[33]。施建峰等使用超聲波相控制技術(shù)對(duì)深圳某燃?xì)夤茼?xiàng)目進(jìn)行了不停氣檢測(cè)，在熱熔接頭中檢出了18.5%的孔洞類和夾雜等缺陷，驗(yàn)證了超聲波相控陣技術(shù)用于OD315 mm，SDR17的聚乙烯燃?xì)夤軣崛劢宇^缺陷無(wú)損檢測(cè)的精度和靈敏度[34]。李禮彬等提出了自適應(yīng)信號(hào)線檢測(cè)算法，實(shí)現(xiàn)了灰度圖像的自適應(yīng)對(duì)圖像縱向分層，這個(gè)算法的提出便于超聲相控陣的自動(dòng)化發(fā)展[35]。

4.3 超聲波無(wú)損檢測(cè)技術(shù)用于接頭性能評(píng)價(jià)的討論

超聲波相控陣用在聚乙烯管道的探傷上有非?，F(xiàn)實(shí)的意義。研究人員在超聲波頻率、探頭形式、陣元數(shù)量、入射角度、楔塊形狀、耦合劑材料等方面不斷有新的研究進(jìn)展。超聲波相控陣對(duì)孔洞型、面積型、夾雜有較好的檢出作用，并能觀察到熔接接頭的特征線，可以通過(guò)特征線進(jìn)行部分工藝缺陷的判定，這是一個(gè)突破性的研究發(fā)現(xiàn)，但需要更多研究來(lái)建立特征線與工藝缺陷的關(guān)系。

超聲波相控陣用在聚乙烯管道熔接接頭探傷上還存在著較大的技術(shù)障礙，主要是聚乙烯材料的聲阻抗大，管道圓弧面導(dǎo)致振元探頭和管壁間有不規(guī)則、不連續(xù)的空間存在，使得超聲波在管壁內(nèi)傳播能量衰減大，對(duì)探傷靈敏度和探測(cè)深度挑戰(zhàn)大，熔接接頭卷邊的存在增加了使用超聲波相控陣的難度。

超聲波相控陣用于接頭性能檢測(cè)對(duì)操作人員技能和經(jīng)驗(yàn)要求較高，并要求具有一定的專業(yè)知識(shí)，阻礙了其商業(yè)應(yīng)用的推廣。期待對(duì)超聲波相控陣的檢測(cè)過(guò)程自動(dòng)化，以及檢測(cè)設(shè)備對(duì)缺陷的智能自主判斷等技術(shù)進(jìn)行深入研究，并建立相應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)。

5 結(jié)語(yǔ)

現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)對(duì)熔接接頭的短期和長(zhǎng)期力學(xué)性能檢測(cè)項(xiàng)目尚不完整，各標(biāo)準(zhǔn)的測(cè)試方法也不盡相同，標(biāo)準(zhǔn)中沒(méi)有抗慢速裂紋增長(zhǎng)的測(cè)試要求和方法。以含熔接接頭預(yù)制缺口的管道形式靜液壓測(cè)試接頭長(zhǎng)期性能是目前比較可靠的方法，但周期長(zhǎng)，耗費(fèi)大。需要確立短期力學(xué)性能和長(zhǎng)期力學(xué)性能較為完整的、可靠的表征方式，建立量化指標(biāo)，以期能夠準(zhǔn)確判斷接頭的質(zhì)量或其他因素對(duì)接頭性能的影響程度，并研究建立對(duì)長(zhǎng)期性能的快速表征方式，這樣才能更有利于聚乙烯管道的更大口徑和更高質(zhì)量發(fā)展。

國(guó)內(nèi)在無(wú)損檢測(cè)方面保持較高的研究水平，超聲波相控陣技術(shù)對(duì)發(fā)現(xiàn)接頭內(nèi)的孔洞型、面積型、夾雜型缺陷有較好的效果，同時(shí)接頭超聲特征線的發(fā)現(xiàn)具有重要的意義，對(duì)冷焊等熔接工藝缺陷有一定的檢出能力。對(duì)超聲波相控陣的商業(yè)化應(yīng)用需要更多研究并建立設(shè)備和檢測(cè)流程的標(biāo)準(zhǔn)。超聲波相控陣對(duì)熱熔接頭檢測(cè)的過(guò)程自動(dòng)化和結(jié)果可視化及智能判斷是應(yīng)該加強(qiáng)的研究方向。

對(duì)熔接程序和參數(shù)執(zhí)行偏差的追溯和比較成為熔接接頭可靠性評(píng)估的一個(gè)重要內(nèi)容，這是國(guó)際和各國(guó)相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)的共同點(diǎn)。需要研究如何管控和消除熔接過(guò)程影響因子以實(shí)現(xiàn)原材料性能到熔接接頭的可控傳遞?？梢圆捎矛F(xiàn)代科技手段開(kāi)發(fā)出智能化、自動(dòng)化和精準(zhǔn)控制的設(shè)備，來(lái)進(jìn)行熔接程序的工藝評(píng)定，并用來(lái)進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)熔接作業(yè)，通過(guò)設(shè)備來(lái)消除和管控影響因子，準(zhǔn)確傳遞熔接程序和工藝參數(shù)。