不锈钢标准件主要就是采用不锈钢线材为原料，接着按照生产标准件的步骤进行墩打等等一系列的过程，采用不锈钢进行制造紧固件产品,已经很普及，但是对于不锈钢紧固件来说，其有四大性能要点，具体介绍如下： 一、不锈钢紧固件的耐高温性。由于不锈钢本身的硬度就比较强，生产出来之后的紧固件有着很强的防氧化能力，并且在高温之下也是不能够正常工作,不会烧到高温的太多干扰，假如能够在制造之后同时进行钝化，那么效果会变得更来越好。 二、不锈钢紧固件的物理性能，有着比较高的电阴率。和碳钢线材比起来,我们可以看到不锈钢紧固件的电阴率比碳钢高了整整五倍。在标准件中有一个膨胀的系数,经过试验我们知道了假如温度越高，那么不锈钢紧固件的膨胀系数将会有着一定的提高。 三、不锈钢紧固件的受力能力，对于不锈钢紧固件来说,能够承受的载荷都是比较中，虽然不能够和高强螺栓相互比较，但是也满足了正常人们的需求。 四、不锈钢紧固件的机械性能。在机械性能中，可以知道很多的都是跟不锈钢的线材有着很大的关系。比如不会生锈、高抗腐蚀能力这些都是跟着不锈钢的性质有着很大的关系，随着标准件的不断发展，这些机械性能也跟随着变得越来越强。

本文介绍了1000MW火电机组水冷壁T23/12Cr1MoV焊接裂纹的产生状况，确定裂纹性质为再热裂纹。分析了再热裂纹的产生机理、影响因素。结合现场实际情况，从温度场均匀性、组装应力、焊缝成形、伸缩自由度等几个方面分析了再热裂纹产生的原因，并采取降低温度差、减小应力集中、提高焊缝的外观工艺、采用较小的焊接线能量、增加预热和后热工艺等措施避免了再热裂纹的产生。  材料是阻碍火力发电机组参数提高的最大的瓶颈。为了适应发电机组向超临界/超超临界的发展，提高材料的高温性能，近30年来，美、日、欧等发达国家在开发电站新材料方面进行了大量的试验研究。其中，T23钢是日本住友公司在借鉴我国自行研制的多元低合金耐热钢102钢（即GB5310-2008中的12Cr2MoWVTiB钢）的基础上开发出来的一种新型耐热钢种，其600℃时的强度与102钢相当，但焊接性能优于102钢。12Cr1MoV钢是目前国产高参数火力发电机组的主要用钢钢种之一，广泛用于锅炉的过热器管和再热器管，焊接性能良好。12Cr1MoV和T23同属于以Cr-Mo为基础的低、中合金珠光体耐热钢。虽有资料表明两者都有再热裂纹倾向，但由于人们对其重视，近年来火电施工罕有这两种钢材发生再热裂纹的现象。对于两种钢材焊接的研究资料并不多见，本文针对某1000MW火电机组塔式炉水冷壁施工中发生的T23/12Cr1MoV焊接裂纹进行了分析。 1现状调查 TIG-R31是常用焊接材料，多年来未发现过裂纹。谨慎起见，施工单位委托郑州机械研究所做化学成分分析，结果见附表。 焊丝化学成分符合规程要求，原因分析排除了焊接材料的因素。 2原因分析 生产实践证明，珠光体耐热钢焊后进行热处理是不可缺少的重要工序。多数珠光体耐热钢在焊后并未出现裂纹，而是在焊后热处理过程中产生了裂纹，即焊接再热裂纹。 从60年代开始，国外相继报道了因再热裂纹而发生的多起事故，促使各国对再热裂纹开展了大量的试验研究。70年代初，国内也报道了因再热裂纹而导致产品失效的事故。随着珠光体耐热钢应用于压力容器和高温高压管道，关于再热裂纹的报道也时有所闻。 本文中所提及的T23/12Cr1MoV裂纹具备再热裂纹的明显特征：1）在珠光体耐热钢消除应力热处理过程中产生；2）产生的部位均在焊接热影响区的过热粗晶区，裂纹沿熔合线方向在奥氏体粗晶晶界发展；3）出现在应力集中部位。 要分析裂纹产生的原因，必须先要了解再热裂纹的影响因素。 2.1再热裂纹影响因素 2.1.1焊缝成形 由于焊缝成形影响应力集中的大小，再热裂纹易产生于应力集中的热影响区粗晶区，因而也影响再热裂纹的产生。焊缝与母材过渡不圆滑，焊缝余高过高或存在咬肉、未熔合、未焊透等缺陷，在焊后再热过程中均能诱发再热裂纹。因此焊接过程中应尽可能的控制焊缝成形，对成形不理想或存在缺陷的部位进行修补，以达到降低焊接应力的作用，从而控制再热裂纹的产生。 2.1.2组装应力 组装时采用强力组对等，都会使得焊缝处存在大的组装应力。焊后再热过程中，容易引发再热裂纹，因此组装珠光体耐热钢时要避免强力组装，以减少组装应力。 2.1.3预热 为防止再热裂纹的产生，焊前预热是十分有效的。预热可以降低焊接应力，珠光体耐热钢焊前按要求进行预热，在很大程度上可以防止再热裂纹的产生。 2.1.4焊后后热 实验证明，珠光体耐热钢焊后进行350℃的后热处理，可以有效地消除焊缝中的扩散氢，从而减少焊缝中残存的空穴，有利于防止再热裂纹的产生。 2.1.5焊接线能量 大的焊接线能量会使过热区的晶粒更加粗大，晶界结合力更加脆弱，从而增加了再热裂纹产生的倾向。 2.2焊缝再热裂纹产生原因 2.2.1管屏上下受热严重不均匀，导致产生热应力。经调查由于三通处形状不规则，包覆加热器时无法对称布置，热处理工在管排上部布置20kW加热器，下部布置10kW加热器，这样必然导致管排受热不均匀，使加热和冷却过程中产生附加热应力。据施工人员反应，热处理过程中管屏焊缝附近明显上挠约有10cm的高度，可见热应力之巨，但施工人员并没有考虑到布置相应的热电偶去测量不同地方的温度差异。 2.2.2为便于对口，施工人员对焊缝一侧的管排进行了抽条，而焊缝另一侧的管排没有进行抽条，也就导致了焊缝两侧刚性不同，加之三通的形状不规则，使得焊缝成为应力集中区域，加热过程中承受巨大的热应力。 2.2.3每片管屏有焊口22道，但热处理时由于加热片长度不够，每炉只热处理17道焊口，未热处理位置的管子对正在热处理的管子伸缩起到了阻碍作用，使得被处理的焊缝及管子在加热时不能自由伸长，降温时不能自由收缩，加大了焊缝处的应力集中。 2.2.4地面组合时为保证组件尺寸，对口前对管屏进行了定位焊，热处理时定位焊点并未去除，导致热处理过程中管排不能自由伸缩，加大了焊缝承受的热应力。 2.2.5焊接电流过大，个别焊缝成形不好，有咬边、过渡不良等缺陷存在。 3纠正措施 原因分析清楚，针对原因采取相应措施。 3.1尽量保证焊缝受热均匀。改变原来的热处理工艺，管排上下各布置相同功率数的加热器，保证上、下两面的功率输入相同（遗憾的是，施工人员并没有布置相应数量的热电偶进行上下温度差比对）。 3.2热处理前去除影响管子收缩的定位焊点，降低拘束度，让管子在受热过程中自由伸缩。 3.3每一组管屏焊完后22道焊口同时处理，让所有管子同时伸缩。 3.4焊缝两侧同时抽条，抽条长度一致，尽量减小焊缝处的应力集中。 3.5采用小电流焊接，降低焊接线能量。同时加强外观检验，消除咬边、过渡不良等缺陷。 3.6为降低焊接应力，预热150℃后进行施焊。 3.7焊后进行350℃恒温1小时后热处理，除确保氢逸出外，还可有效地降低焊后冷却速度，降低接头的残余应力。 采取以上措施后，管排焊缝热处理后未再出现裂纹，取得了良好的控制效果。 4 结束语 4.1 本文中水冷壁焊缝出现的裂纹属再热裂纹。 4.2 消除外观缺陷、采用小的线能量、降低应力，可以有效减少裂纹率。 4.3 受热不均匀导致的热应力是再热裂纹产生的主要原因。 4.4 降低拘束度有助于降低再热裂纹产生的概率。

在转炉精炼方面，为减少无渣吹炼时的钢水喷溅，因此在顶吹氧枪设计中，除了进行模型实验外，还同时进行了数值流体力学的解析。尤其是，结合实验中获得的部分数据，可以获得喷吹气流在三维方向的运动量等复杂数据。 最近，由于耐化学性试验法之一的粒子法的应用，因此出现了对与液体（钢水）的相互作用产生的喷溅等进行试验解析的动向。 但是，上述的解析全部都是基于没有反应的气体与液体的流体解析。有关转炉内顶吹喷枪的脱碳反应的气流解析，除了1990年初进行的二维解析外，就再也没有了。 Kato等人根据小型高频炉吹氧时的二次燃烧实验结果，基于动平衡的考虑，预先给出了氧气喷吹时钢液的凹处，并假设紊流普兰特数和紊流施密特数都为1，推算出伴随反应的炉内气流，结果发现实验结果与二次燃烧率基本一致。 Baptizmanski等人进行了在10kg铁水中底吹氧的观察实验，取得了意义深远的结果。即，通过直接观察底吹氧时的火点，可以将火点分为氧直接与铁反应后形成的极高温度区（IB区）和火点周围FeO被C还原的低温区（ⅡA区、ⅡB区）。在成为脱碳最盛期的低碳含量区内，Ⅱ区（ⅡA、ⅡB）扩大；在生成铁氧化的低碳含量区内，IB区扩大。根据相当于IB区的火点温度测定可知，在脱碳最盛期的火点温度为2373K，在铁氧化期的火点温度为2573K。 虽然可以推测即使在顶吹氧枪吹氧时也同样会发生因喷吹的氧气产生的火点（生成氧化铁）及其还原机理，但详细情况仍不清楚。 随着铁水预处理工艺的引进，铁水条件已稳定，顶底吹炼的钢水和炉渣实现了均匀化。为提高钢水中的碳含量和温度的终点控制精度，需进一步提高吹炼控制数学模型的精度。为减少吹炼的变化和干扰因素，还进行了将副枪测定后的连续性废气成分导入吹炼控制模型的试验。 但是，为实现未来转炉操作不需要熟练操作工的完全自动吹炼控制，因此要进一步提高吹炼控制数学模型本身的精度。脱碳、脱磷、脱硫和铁的氧化及还原反应在转炉内是同时进行的，为对其进行解析和优化，开发了多相偶合反应模型和基于这种模型的工艺模拟研究。在未来实现工业化操作上，要加快实炉的解析，进一步推进反应速度解析方面的研究，包括转炉炉形影响的研究。

纳米材料由于具有良好的表面和界面效应、量子尺寸效应及宏观隧道效应,在多个领域引起了广泛关注。纳米材料的组成结构、尺寸和形貌特征等因素对其性质具有显著影响。通过不同工艺的形貌控制可选择性地合成出四面体、立方体、纳米棒、纳米线、纳米盘以及三棱柱等不同形状的纳米金属粒子,而具有各种特别的花状结构的纳米材料显示出与一般纳米材料不同的优异的物理化学性能,成为新的研究热点。 贵金属电催化剂Pt及其合金化合物在质子交换膜燃料电池及电解水制氢等领域有广泛的应用,但贵金属Pt的高价格激发了降低燃料电池等装置中Pt用量的研究。调节电催化铂的形貌就是其中最重要的方法。有研究表明:通过电化学沉积及欠电位沉积合成的纳米花结构Pt电催化剂具有高的比表面积和电化学活性面积。在电势为 -0.2～1.5V范围内,纳米花结构Pt催化剂在吸脱附氢电势区域内的电流强度远高于普通Pt纳米球颗粒,而且纳米花结构Pt电催化剂的电化学活性面积高达76.1cm2/mg。例如,铂纳米花的合成提高了葡萄糖中血糖的检测效果,由于其较强的电化学性能,使葡萄糖迅速氧化,电流响应迅速增强,从而使可检测的最低葡萄糖浓度降为2μmol/L。花状铂纳米结构的优良性能使其在燃料电池、生物分析、表面增强拉曼以及催化等领域得到广泛的应用。另外,以葡萄糖为还原剂,以特定的表面活性剂为保护剂,在低温水热的条件下,也可以合成铂纳米花。这种绿色化学制备方法所得的纳米花比较稳定,并具有很好的电催化性能。 ZnO2在光催化领域有广泛应用。研究表明,具有纳米花结构的ZnO2具有很高的光催化效率。高分辨透射电子显微镜显示,在合成ZnO2纳米花的过程中,能够形成明显的ZnO2-Pt异质结构及Pt(100)晶面,这种ZnO2-Pt异质纳米花结构除了具有与商业TiO2光催化剂相当的光催化效率外,还具有良好的乙基紫罗兰光降解活性。据报道,采用水热法可制备花形纳米氧化锌粉。扫描电镜表明,这种纳米氧化锌粉形貌为短柱状组成的花形,其中短柱状的氧化锌的直径为150～250nm,长度为250～600nm,短柱的顶端为六角柱形。另据报道,采用热液法也可在氧化钛基片上制备氧化锌的花状结构,这种结构在色素增感太阳能电池中的能量转换效率可达1.26%。用热液法制备的氧化铁纳米花状结构还可以应用在锂离子电池中,充当锂离子电池正极材料。此外,氧化锌纳米花在半导体材料、橡胶添加剂、气体传感器、紫外线遮蔽材料和变压器等诸多方面也得到了应用。 另据报道,通过可控溶剂热法,利用乙二胺作为模板制备出花形硫化镉(CdS)纳米结构,由于其较大的比表面积,这种结构的光催化性能要远优于其它CdS材料。

由于航空发动机涡轮进口温度不断提高，对发动机材料的热强性提出了更高的要求。为此，高温合金的合金化程度不断提高。本文研究了一种新型高强度高温合金，它含有较高含量的W以进行固溶强化以及较高含量的Al、Ti、Nb以析出足够数量的γ′相进行沉淀强化，从而使合金获得了很高的热强性，提高了合金的使用温度。此外，合金中还加入了一定含量的C和B进行晶界强化，以保证良好的综合性能。B元素是镍基高温合金中普遍采用的晶界强化元素。B元素偏聚在晶界，增加晶界结合力，抑制有害相的形成，提高了合金性能。另外，适量B还能提高合金的塑性。但是B同时也具有十分有害的作用，它可以强烈地促进凝固偏析，并影响合金的凝固过程。因此，将B含量提高到合适的范围内是提高合金组织性能的重要措施。因此，本文研究了B对合金凝固行为的影响，为合理地提供B含量提供参考。 母合金的成分为（质量分数，%）：17Cr，11.7W，6.5Co，2.7Ti，1.5Al，1.6Nb，12Fe，0.04C，余量为Ni。在其中分别加入0.004%和0.010%的B。采用高温水淬实验分析合金的凝固过程。将样品置入陶瓷坩埚中，用Al2O3粉末填埋保护，加热到1400℃，保温5min，然后炉冷到目标温度保温10min迅速水淬，得到高温水淬试样。解剖分析试样，观察不同目标温度下的凝固组织。 研究结果表明，B阻碍了合金枝晶生长，增加了合金的中心等轴晶区，细化铸锭晶粒。B加剧了Nb、Ti、W等元素的偏析，并抑制了合金凝固过程中块状η相的析出，使一次MC形态由长条状变为块状。

超低碳钢中的夹杂物对冷轧产品表面质量有直接的影响，尤其是铸坯中的大型夹杂物经常导致最终产品出现表面质量问题，因此高等级汽车板要求钢中原始夹杂物尺寸小于100微米。为定量分析现有工艺下超低碳板坯的夹杂物能否满足冷轧板表面质量要求，使用金属中夹杂物原位快速自动分析仪定量研究了超低碳板坯近表面的夹杂物分布以及RH过程吹氧工艺与夹杂物的对应关系。 钢铁研究总院的学者为定量分析现有工艺下超低碳板坯的夹杂物能否满足冷轧板表面质量要求，使用金属中夹杂物原位快速自动分析仪定量研究了超低碳钢板坯中夹杂物的分布、种类、尺寸。发现铸坯中夹杂物在铸坯断面上夹杂物分布较均匀。正常坯有极个别簇状夹杂物尺寸在50~100微米。切头和尾坯存在少量大于100微米的簇状夹杂物。RH处理过程无论是否吹氧，在脱碳结束时活度氧相当，铸坯夹杂物总量和尺寸也基本相同，现有工艺生产超低碳板坯可以满足用于冷轧板表面质量的要求，但切头和尾坯不能用于冷轧薄板生产。