尹學(xué)煒，徐偉力，姚 杰，吳曉春

(1.上海大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，上海 20072;2.寶鋼鋼鐵股份有限公司研究院，上海 201900;3.寧波合力模具科技股份有限公司，浙江 寧波 315700)

隨著汽車行業(yè)的高速發(fā)展，汽車輕量化需求不斷提高，熱沖壓成形工藝越來(lái)越多地應(yīng)用于獲得超高強(qiáng)度沖壓件［1-5］.熱沖壓模具的工況比較復(fù)雜.鋼板熱沖壓過(guò)程是將特殊的高強(qiáng)度鋼板加熱到奧氏體溫度范圍，快速移動(dòng)到模具內(nèi)，快速?zèng)_壓，在壓機(jī)保壓狀態(tài)下通過(guò)布置有冷卻水道的模具對(duì)零件淬火冷卻(并要保證一定的冷卻速度)，從而獲得超高強(qiáng)度沖壓件(組織為馬氏體，強(qiáng)度在1 500 MPa左右甚至更高)［6］.復(fù)雜的工況要求熱沖壓模具材料具有較高的硬度、熱導(dǎo)率、熱強(qiáng)度、沖擊韌性、熱穩(wěn)定性和抗冷熱疲勞性能等.熱沖壓模具材料在高溫下服役，對(duì)熱穩(wěn)定性有較高的要求.熱導(dǎo)率是熱沖壓模具材料的關(guān)鍵物理性能，它關(guān)系著能否快速冷卻獲得高強(qiáng)度沖壓件和沖壓節(jié)拍.國(guó)內(nèi)現(xiàn)有的沖壓線采用的模具材料是H13鋼，熱導(dǎo)率較低，沖壓節(jié)拍慢每分鐘只能獲得2～3個(gè)沖壓件，而國(guó)外采用的高熱導(dǎo)率模具材料每分鐘沖壓節(jié)拍下能獲得6～7個(gè)沖壓件，可見較大的導(dǎo)熱系數(shù)能能加快沖壓節(jié)拍，提高生產(chǎn)效率.近些年，國(guó)內(nèi)不少高校和單位都開始研究熱沖壓技術(shù)，但對(duì)模具材料熱導(dǎo)率的研究鮮見于文獻(xiàn)［7］.

本文對(duì)西班牙Rovalma公司推出的高熱導(dǎo)率熱沖壓模具材料HTCS-130進(jìn)行力學(xué)性能分析，對(duì)熱沖壓模具材料所需的關(guān)鍵性能熱穩(wěn)定性和熱導(dǎo)率進(jìn)行測(cè)試，并與國(guó)產(chǎn)優(yōu)質(zhì)H13鋼進(jìn)行了對(duì)比.

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 材料

實(shí)驗(yàn)使用的材料為西班牙材料HTCS-130和國(guó)產(chǎn)優(yōu)質(zhì)H13鋼，通過(guò)ARL4460光譜儀獲得，其成分如表1所示.

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

對(duì)退火態(tài)下的HTCS-130鋼和國(guó)產(chǎn)優(yōu)質(zhì)H13鋼進(jìn)行布氏硬度測(cè)試，退火態(tài)金相觀察，試樣尺寸為15 mm×15 mm×10 mm.將兩種材料進(jìn)行熱處理，工藝如下:國(guó)產(chǎn)優(yōu)質(zhì) H13，1 020℃(30 min)油淬，580℃(2 h)+580℃(2 h);HTCS-130-1，1 080℃(45 min)油淬，560 ℃(2 h)+580℃(2 h)+600 ℃(2 h);HTCS-130-2，1 080℃(45 min)油淬，560℃(2 h)+580℃(2 h)+600℃(2 h)+645℃(2 h).

對(duì)上述熱處理后的3種試樣按照美國(guó)壓鑄協(xié)會(huì)標(biāo)準(zhǔn)(NADCA#207—2003)，沖擊韌性試驗(yàn)采用7 mm×10 mm×55 mm無(wú)缺口橫向試樣.在洛氏硬度計(jì)HBRVU-187.5上按照GB/T 230—2000檢測(cè)標(biāo)準(zhǔn)測(cè)試其硬度.

將淬回火態(tài)的HTCS-130-1和國(guó)產(chǎn)優(yōu)質(zhì)H13經(jīng)熱處理將硬度都調(diào)整為47 HRC左右，在620℃下保溫20 h，每隔2 h測(cè)試一次常溫硬度，比較兩種材料的熱穩(wěn)定性.用掃描電鏡(型號(hào):HITACHI SU-1500)觀察熱穩(wěn)定性前后的微觀組織，并做能譜分析.

對(duì)熱處理后的HTCS-130-1、HTCS-130-2和國(guó)產(chǎn)優(yōu)質(zhì)H13進(jìn)行熱擴(kuò)散率和比熱容的測(cè)試，尺寸為Φ12.7 mm×2 mm，儀器為德國(guó)耐馳公司的激光導(dǎo)熱儀LFA457.

2 結(jié)果與分析

2.1 退火態(tài)顯微組織和性能

HTCS-130和國(guó)產(chǎn)優(yōu)質(zhì)H13的退火態(tài)金相如圖1所示，可以看出，HTCS-130基體上分布著黑色顆粒且部分呈團(tuán)聚狀，其與一般熱作鋼的退火組織不同，國(guó)產(chǎn)優(yōu)質(zhì)H13退火態(tài)組織為顆粒碳化物均勻分布在白色基體上.退火態(tài)下，HTCS-130鋼的布氏硬度為163～171 HB，國(guó)產(chǎn)優(yōu)質(zhì)H13鋼的布氏硬度為200～213 HB.北美壓鑄協(xié)會(huì)標(biāo)準(zhǔn)為不超過(guò)235 HB.由退火態(tài)硬度可知，兩種材料均有良好的加工性能，有利于熱沖壓模具材料加工所需的冷卻水道.

圖1 HTCS-130和國(guó)產(chǎn)優(yōu)質(zhì)H13退火態(tài)金相

2.2 室溫力學(xué)性能和斷口照片

將試樣HTCS-130-1、HTCS-130-2與國(guó)產(chǎn)優(yōu)質(zhì)H13鋼在1.2小節(jié)中介紹的淬回火狀態(tài)下進(jìn)行試驗(yàn)，試驗(yàn)的硬度和沖擊功見表2，可知HTCS-130-1的硬度為51.5 HRC，高于H13，沖擊功略低于H13鋼.HTCS-130-1試樣的沖擊功大于北美壓鑄協(xié)會(huì)關(guān)于優(yōu)質(zhì)H13鋼的標(biāo)準(zhǔn)取的Ak≥169.5 J.

表2 HTCS-130和H13鋼的淬火、回火沖擊功和硬度

HTCS-130-1的沖擊斷口形貌SEM照片如圖2所示，可知為韌性斷裂，能觀察到許多尺寸較小的韌窩，可見HTCS-130-1狀態(tài)下從過(guò)飽和α-Fe中析出較多量的細(xì)小碳化物.

圖2 HTCS-130-1的SEM斷口形貌

2.3 熱穩(wěn)定性能

熱穩(wěn)定性試驗(yàn)按1.2節(jié)實(shí)驗(yàn)方法進(jìn)行，試驗(yàn)結(jié)果如圖3所示.由圖3可知:在620℃保溫過(guò)程中HTCS-130鋼的硬度始終高于H13鋼;20 h后，HTCS-130鋼的硬度仍達(dá)36 HRC以上，而H13鋼硬度已降低到29 HRC，可見HTCS-130的熱穩(wěn)定性明顯優(yōu)于H13鋼，能更好地滿足熱沖壓模具材料的服役性能.

圖3 HTCS-130和國(guó)產(chǎn)優(yōu)質(zhì)H13鋼在620℃保溫下的熱穩(wěn)定性曲線

HTCS-130-1，HTCS-130-2和H13鋼熱穩(wěn)定性之前的金相組織如圖4所示，多一次高溫回火的HTCS-130-2硬度降低，晶粒略微粗大.

圖5(a)和(b)分別是HTCS-130-1和H13鋼在620℃保溫20 h后的金相顯微照片.

圖4 HTCS-130和H13鋼淬回火態(tài)的金相組織

圖5 HTCS-130-1和H13鋼熱穩(wěn)定性試驗(yàn)后的顯微組織

由圖5可以看出，HTCS-130-1的基體仍舊保持一定的回火馬氏體形貌，而H13鋼已失去回火馬氏體形貌.這是因?yàn)閃和Mo提高基體的再結(jié)晶溫度的能力大于H13鋼中的Si和Mn，從而有效地阻礙馬氏體的分解.

圖6(a)和(b)分別是HTCS-130-1熱穩(wěn)定性前后在620℃保溫20 h后的掃描電鏡照片.圖6(c)和(d)分別為H13鋼熱穩(wěn)定性前后在620℃保溫20 h后的掃描電鏡照片.

圖7(a)和(b)分別對(duì)應(yīng)圖6(a)和(b)(HTCS-130-1熱穩(wěn)定前及其熱穩(wěn)后)照片中白色顆粒的能譜分析.圖6(a)和(b)中析出的碳化物顆粒細(xì)小且彌散分布，大小為1～2 μm，經(jīng)能譜分析為W和Mo的碳化物，見圖7(a)和(b).

圖6 HTCS-130-1和H13鋼熱穩(wěn)定性前后的金相顯微組織照片

圖7 HTCS-130-1鋼熱穩(wěn)定性前后的能譜分析

熱穩(wěn)實(shí)驗(yàn)前后對(duì)比發(fā)現(xiàn)，碳化物顆粒并沒(méi)有明顯長(zhǎng)大，而H13鋼熱穩(wěn)定前后組織和碳化物變化較大，如圖6(c)和(d)所示.胡心彬等［8］在H13熱疲勞性能研究中發(fā)現(xiàn)，H13鋼淬回火態(tài)中含富Cr的M23C6或M7C3碳化物，球狀的M23C6碳化物容易聚集粗化，熱穩(wěn)定性較差.王小軍等［9］在對(duì)比QRO90和8470(H13)回火穩(wěn)定性的研究中指出:8470(H13)中含Cr較高(質(zhì)量分?jǐn)?shù)約5%)，是以Cr為主要合金元素的熱作模具鋼，其回火后的M7C3碳化物熱穩(wěn)定性低、易聚集長(zhǎng)大;而相應(yīng)降低了Cr含量而提高M(jìn)o含量的QRO90在高溫回火時(shí)，獨(dú)立形核的MC和M2C7析出于位錯(cuò)區(qū)域且不易聚集長(zhǎng)大，能有效提高抗回火軟化性能和熱疲勞抗力.W是熔點(diǎn)較高的合金元素，在工具鋼加W，可顯著提高紅硬性和熱強(qiáng)性［10］.Davenport等［11］指出，強(qiáng)化相 Mo、W 的M2C 型碳化物的析出有利于熱穩(wěn)定性能.由此可見，淬回火態(tài)HTCS-130鋼中主要為W和Mo的碳化物，使其熱穩(wěn)定性明顯優(yōu)于H13鋼.

2.4 熱導(dǎo)率研究

2.4.1 比熱容的測(cè)量

采用對(duì)比法，用已知比熱容的標(biāo)樣作為參考，在激光導(dǎo)熱儀LFA457上測(cè)得HTCS-130-1、HTCS-130-2和國(guó)產(chǎn)優(yōu)質(zhì)H13鋼的比熱容，每隔100℃取一組數(shù)據(jù)，如圖8所示.

圖8 三種試樣的比熱容與溫度的關(guān)系曲線

由圖8可知:3種試樣的比熱容在100～700℃內(nèi)都呈現(xiàn)上升趨勢(shì)，在500℃以下，三者的比熱容非常接近，差值在3%以內(nèi);700℃時(shí)，國(guó)產(chǎn)優(yōu)質(zhì)H13鋼的比熱容較低，差值在8%內(nèi).考慮儀器誤差，3種試樣的比熱容在各溫度很接近，可見比熱容對(duì)它們的熱導(dǎo)率影響較小.

2.4.2 密度的測(cè)試

在室溫下試樣的密度用阿基米德原理測(cè)定試樣常溫的密度，因?yàn)闇囟茸兓瘜?duì)密度的影響很小，實(shí)驗(yàn)忽略了溫度對(duì)密度的影響，都采用材料在室溫下的密度.經(jīng)測(cè)得HTCS-130室溫密度為7.894 g/cm3，國(guó)產(chǎn)優(yōu)質(zhì) H13室溫密度為7.724 g/cm3.

2.4.3 熱擴(kuò)散率

用激光閃光法測(cè)量熱擴(kuò)散率.在試樣的一個(gè)表面用一束短促的激光脈沖加熱，通過(guò)紅外檢測(cè)器測(cè)量樣品背面溫度升高對(duì)時(shí)間的關(guān)系，經(jīng)擬合計(jì)算得到樣品的熱擴(kuò)散率.熱擴(kuò)散率是根據(jù)溫度上升時(shí)間和試樣的厚度來(lái)計(jì)算，還考慮試樣表面的熱輻射和激光脈沖長(zhǎng)度.計(jì)算公式為

式中:T為試樣背面的溫度函數(shù);x為與試樣正面的距離;t為時(shí)間;L為樣品厚度;n為與三角函數(shù)有關(guān)的參數(shù)(取整數(shù)自然數(shù))［12］.

測(cè)試過(guò)程中，每隔100℃用激光打3個(gè)點(diǎn)，取平均值，熱擴(kuò)散率(a)測(cè)試結(jié)果如圖9所示.

圖9 三種試樣的熱擴(kuò)散率與溫度的關(guān)系曲線

由圖9可見，3種試樣的熱擴(kuò)散率隨溫度升高都呈下降趨勢(shì)，H13鋼下降緩慢，而HTCS-130-1和HTCS-130-2下降劇烈，但3種試樣的熱擴(kuò)散率由高到低順序始終為a(HTCS-130-2)＞a(HTCS-130-1)＞a(H13).100℃時(shí)HTCS-130-1和HTCS-130-2鋼的熱擴(kuò)散率近乎是H13鋼的2倍;在熱沖壓模具鋼服役溫度400℃左右時(shí)，HTCS-130-1和HTCS-130-2鋼的熱擴(kuò)散率大約是H13鋼的1.5倍;700℃時(shí)，三者的熱擴(kuò)散率比較接近.產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因是金屬導(dǎo)熱主要為自由電子導(dǎo)熱和聲子導(dǎo)熱，溫度較低時(shí)主要以自由電子導(dǎo)熱為主，但隨著溫度增加，晶格振動(dòng)加劇，聲子對(duì)自由電子運(yùn)動(dòng)的阻力增加，電子導(dǎo)熱被削弱，而以聲子導(dǎo)熱為主［13］.因此，HTCS-130 在電子導(dǎo)熱時(shí)擁有的優(yōu)勢(shì)喪失而顯示出熱擴(kuò)散率急劇下降，H13鋼熱擴(kuò)散率原本比較低所以顯示下降緩慢.

2.4.4 熱導(dǎo)率的對(duì)比

目前通用的合金材料熱導(dǎo)率(λ)計(jì)算公式為

式中:α為熱擴(kuò)散率;ρ為密度;Cp為比熱容.

根據(jù)式(1)可知，只要測(cè)得 α、ρ、Cp隨溫度變化的具體數(shù)值，就可以得到模具材料的熱導(dǎo)率隨溫度的變化關(guān)系［13］.根據(jù)以上測(cè)試得到的模具鋼的比熱容、密度以及熱擴(kuò)散率值，可以計(jì)算3種試樣的熱導(dǎo)率，結(jié)果見圖10.

圖10 HTCS-130-1、HTCS-130-2與國(guó)產(chǎn)優(yōu)質(zhì)H13的熱導(dǎo)率

金屬以電子導(dǎo)熱為主，熱導(dǎo)率與電導(dǎo)率之間遵從魏得曼-弗蘭茲定律，電子在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中受到熱運(yùn)動(dòng)的原子和各種晶格缺陷的阻擋，從而形成對(duì)熱量輸運(yùn)的阻力.熱阻是熱導(dǎo)率的倒數(shù)，它可分解為兩部分:晶格振動(dòng)形成的熱阻和雜質(zhì)缺陷形成的熱阻［14］.鋼的熱導(dǎo)率跟成分、組織、雜質(zhì)、點(diǎn)缺陷以及面缺陷有關(guān).此外，熱導(dǎo)率還隨晶粒尺寸的增加而增加［15］.合金元素的原子結(jié)構(gòu)差異與鐵原子相差越大，它產(chǎn)生的晶格畸變?cè)酱螅瑢?duì)晶格鐵原子的熱導(dǎo)率影響就越大［14］.蘇鐵健等［16-17］在大量試驗(yàn)數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，用多元線性回歸方法建立了合金鋼的熱導(dǎo)率與化學(xué)成分的定量關(guān)系式，指出Si的外層電子結(jié)構(gòu)與鐵相差較大，它對(duì)鋼的熱導(dǎo)率影響比過(guò)渡族元素影響大得多.Si在鋼中以固溶體的形式存在，且外層電子結(jié)構(gòu)與鐵原子相差較大.日本野正道［18］研究了壓鑄模用高熱導(dǎo)率材料DHA鋼，發(fā)現(xiàn)熱導(dǎo)率隨著Si、Mn、Cr的增加而減少，特別是Si顯著降低熱導(dǎo)率，Si質(zhì)量分?jǐn)?shù)從0.1增加到0.3時(shí)，熱導(dǎo)率λ下降了4 W/(m·K)，而Mo和V對(duì)熱導(dǎo)率的影響相對(duì)較 小.G.Pe?a-Rodríguez等［19］在 研 究 碳 鋼API5L-X52的熱擴(kuò)散率時(shí)發(fā)現(xiàn)，Mn的質(zhì)量分?jǐn)?shù)提高0.1能導(dǎo)致熱擴(kuò)散率降低3 mm2/s.從成分上可見，西班牙材料HTCS-130鋼的高熱導(dǎo)率歸功于超低含量的Si，其質(zhì)量分?jǐn)?shù)僅為0.17%，而國(guó)產(chǎn)H13鋼的Si質(zhì)量分?jǐn)?shù)高達(dá)0.9%;西班牙材料HTCS-130鋼種Mn的質(zhì)量分?jǐn)?shù)較低為0.16%，且基本不含Cr;而國(guó)產(chǎn)H13中Mn的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.38%，Cr質(zhì)量分?jǐn)?shù)高達(dá)5.04%.可見，化學(xué)成分的選擇配比，是西班牙材料HTCS-130鋼熱導(dǎo)率遠(yuǎn)高于H13鋼的主要原因之一.

HTCS-130-2和HTCS-130-1鋼是同一種材料，前序熱處理工藝一樣，HTCS-130-2僅比HTCS-130-1多一次640℃回火.由圖10可知，充分回火的HTCS-130-2其熱導(dǎo)率有明顯優(yōu)勢(shì).其原因可能是更高的回火溫度使得晶粒長(zhǎng)大，從金相圖3(b)也可看出其晶粒比圖3(a)的大，大的晶粒尺寸有利于熱導(dǎo)率的提高［11］.增加一次高溫回火使更多的合金元素從固溶體中析出，減少晶格畸變，這不僅減弱了合金元素對(duì)鋼的熱導(dǎo)率的影響，還消耗了更多固溶在基體中的碳元素，減弱碳元素對(duì)鐵晶格畸變的影響，降低碳對(duì)熱導(dǎo)率的負(fù)面作用.

3 結(jié)論

1)退火態(tài)的HTCS-130鋼組織均勻細(xì)小，淬回火態(tài)HTCS-130鋼的沖擊韌性略低于H13鋼，硬度高于H13鋼.

2)HTCS-130鋼的熱穩(wěn)定性能遠(yuǎn)優(yōu)于H13鋼.在經(jīng)過(guò)620℃保溫20 h后，其硬度高出同樣保溫20 h的H13鋼約7 HRC，這與兩者的合金化有關(guān).H13含富Cr的M23C6或M7C3等碳化物容易聚集粗化，熱穩(wěn)定性較差，而HTCS-130鋼主要含Mo、W復(fù)雜特殊碳化物，這些碳化物在620℃保溫20 h后長(zhǎng)大不明顯，熱穩(wěn)定性能較好.

3)HTCS-130鋼的熱導(dǎo)率遠(yuǎn)高于H13鋼，熱擴(kuò)散率是影響熱導(dǎo)率的主要因素.HTCS-130-1和HTCS-130-2鋼和H13鋼的比熱容都隨溫度升高而增大，三者的比熱容和密度都比較接近，但HTCS-130鋼的熱擴(kuò)散率始終高于國(guó)產(chǎn)優(yōu)質(zhì)H13鋼.在熱沖壓模具鋼服役的溫度400℃左右時(shí)，HTCS-130-1和HTCS-130-2鋼的熱擴(kuò)散率大約是國(guó)產(chǎn)優(yōu)質(zhì)H13鋼的1.5倍.

4)HTCS-130-1和HTCS-130-2鋼的熱導(dǎo)率遠(yuǎn)高于H13鋼，HTCS-130鋼的高熱導(dǎo)率源于其合金化成分以及低含量的Si和Cr.多一次高溫回火的HTCS-130-2比HTCS-130-1鋼的熱導(dǎo)率更高.

［1］ KARBASIAN H，TEKKAYA A E.A review on hot stamping［J］. Journal of Materials Processing Technology，2010，210(15):2103-2118.

［2］ NEUGEBAUER R，SCHIECK F，POLSTER S，et al.Press hardening:an innovative and challenging technology［J］.Archives of Civil and Mechanical Engineering，2012，12(2):113-118.

［3］ NADERI M，KETABCHI M，ABBASI M，et al.Analysis of microstructure and mechanical properties of different high strength carbon steels after hot stamping［J］.Journal of Materials Processing Technology，2011，211(6):1117-1125.

［4］ AZUSHIMA A，UDA K，YANAGIDA A.Friction behavior of aluminum-coated 22MnB5 in hot stamping under dry and lubricated conditions［J］.Journal of Materials Processing Technology，2012，212(5):1014-1021.

［5］ CAI Yujun，HALIM F S，LI Guo-he，et al.Hot stamping simulation and austenite decomposition modeling of an automobile cross member［J］.Procedia Engineering，2011，15:4902-4907.

［6］ 徐偉力，管曙榮，艾健，等.鋼板熱沖壓新技術(shù)介紹［J］.塑性工程學(xué)報(bào)，2009，16(4):39-43.XU Weili，GUAN Shurong，AI Jian，etal.Introduction of sheet metal hot-forming［J］.Journal of Plasticity Engineering，2009，16(4):39-43.

［7］ BOHER C，ROUX S L，PENAZZI L，et al.Experiment investigation of the tribolojical behavior and wear mechanisms od tool steel grands in hot stamping of a high-strengh boron steel［J］.WEAR，2102，294-295:286-295.

［8］ 胡心彬，李麟.H13鋼熱疲勞后碳化物形態(tài)和組分的變化［J］.材料熱處理學(xué)報(bào)，2007，28(6):82-85.HU Xinbin，LI Lin.Changes of morphology and composition of carbides in H13 steel after thermal fatigue［J］.Transaction ofMaterialand Heat treatment，2007，28(6):82-85.

［9］ 王小軍，徐明綱，陳秋龍，等.熱作模具鋼QRO90與8407(H13)回火穩(wěn)定性對(duì)比研究［J］.上海金屬，1998，20(2):8-11.WANG Xiaojun，XU Minggang，CHEN Qiulong，et al.Research on the tempering stability of die steel for hot working:QRO90 and 8407(H13)［J］.Shanghai Metals，1998，20(2):8-11.

［10］ 崔忠圻.金屬學(xué)與熱處理［M］.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，1992:366-371.

［11］ KWON H.Comparison of secondary hardening embrittlement in tungsten and molybdenum steels［J］.Metallurgical Transactions A，1991，22(5):1119-1122.

［12］ 葛山，尹玉成.激光閃光法測(cè)定耐火材料導(dǎo)熱系數(shù)的原理與方法［J］.理化檢驗(yàn):物理分冊(cè)，2008，44(2):75-78.GE Shan，YIN Yucheng.Principle and method of refractory thermal conductivity measurement by laser flash method［J］. Physical and chemical testing(Physical Sciences)，2008，44(2):75-78.

［13］ ZHU Shen，LI C，SU Chinghua，et al.Thermal diffusivity，thermal conductivity，and specific heat capacity measurementsofmolten tellurium ［J］.Journal of Crystal Growth，2003，250(1/2):269-273.

［14］ 邱成軍，王元化，王義杰.材料物理性能［M］.哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué)出版社，2003:38-58.

［15］ 王潤(rùn).金屬材料物理性能［M］.北京:冶金工業(yè)出版社，1993:162-168.

［16］ 蘇鐵健，王福恥，李樹奎，等.鋼的熱導(dǎo)率與化學(xué)成分和溫度的關(guān)系［J］.兵器材料科學(xué)與工程，2004，27(5):14-17.SU Tiejian，WANG Fuchi ，LI Shukui，et al.The relationship between thermal conductivity of steel with the chemicalcomposition and temperature［J］.Ordnance Material Science and Engineering，2004，27(5):14-17.

［17］ 蘇鐵健，王福恥，李樹奎，等.合金鋼的熱導(dǎo)率計(jì)算［J］.北京理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2005，25(1):92-94.SU Tiejian，WANG Fuchi，LIShukui，etal.Calculation of thermal conductivity for alloy steels［J］.Transactions of Beijing Institute of Technology，2005，25(1):92-94.

［18］ 河野正道.ダイカスト金型用の高い熱伝導(dǎo)工具鋼“DHA-Thermo”［J］.電気製鋼，2010，81(1):41-44.

［19］ PENA R G，F(xiàn)LORES M O，ANGELES C C，et al.Thermal diffusivity and microstructure in API5L-X52 carbon steel［J］. International Journal of Thermophysics，2005，26(6):1939-1948.