MODELOWANIE PROCESÓW ROZWOJU MIKROSTRUKTURY PODCZAS OBRÓBKI CIEPLNO PLASTYCZNEJ PRĘTÓW OKRĄGŁYCH ZE STALI S355J0

1 MODELOWANIE PROCESÓW ROZWOJU MIKROSTRUKTURY PODCZAS OBRÓBKI CIEPLNO PLASTYCZNEJ PRĘTÓW OKRĄGŁYCH ZE STALI S355J0 Grzegorz Stradomski Politechnika Częstochowska, Wydział Inżynierii Procesowej, Materiałowej i Fizyki Stosowanej, Instytut Modelowania i Automatyzacji Procesów Przeróbki Plastycznej Streszczenie W niniejszej pracy, stosując numeryczne modelowanie procesu walcowania i weryfikując je podczas badań doświadczalnych udowodniono, że w walcowni ciągłej prętów, w wyniku określonych zmian w technologii, można uzyskać efekty odpowiadające technologii regulowanego walcowania, a szczególnie walcowania normalizującego. Walcowanie normalizujące, którego zastosowanie w ciągłych walcowniach bruzdowych jest utrudnione ze względu na duże wartości odkształceń i prędkości z jakimi jest walcowany materiał, może zastąpić kosztowny zabieg normalizowania prętów. W pracy przeprowadzono szereg badań (badania metalograficzne, dylatometryczne oraz numeryczne i fizyczne), których celem było określenie zmian strukturalnych zachodzących w odkształcanym paśmie podczas walcowania tradycyjnego i walcowania normalizującego. Wyniki badań numerycznych, przeprowadzonych za pomocą programu komputerowego Forge 2005, zostały potwierdzone podczas symulacji fizycznych, które wykonano za pomocą symulatora Gleeble 3800. Na podstawie wyników badań zaproponowano modyfikację obecnej technologii walcowania, polegającą na wprowadzeniu zmiany szybkości chłodzenia w klatkach 9 12 i zakończeniu procesu walcowania w temperaturze 900ºC, uzyskując tym samym parametry odpowiadające walcowaniu normalizującemu. W wyniku połączenia zabiegów walcownia normalizującego, z dodatkowym ciągłym chłodzeniem gotowych wyrobów, możliwe było wyjątkowo silne rozdrobnienie ziarna odpowiadającego wzorcowi klasy 12,5, a także ujednorodnienie mikrostruktury na przekroju poprzecznym pręta. 1. Wprowadzenie Wyroby walcowane, a w szczególności wyroby długie, stanowią ważną i znaczącą część ogólnej produkcji wyrobów stalowych [1,2]. Współczesne technologie walcowania prętów w ciągłych walcowniach bruzdowych charakteryzują się bardzo niewielką, wynoszącą około 100 C różnicą między temperaturą wsadu, a temperaturą końca walcowania wyrobu. Na skutek tego, nie

2 można zapewnić odpowiednich własności wytrzymałościowych oraz plastycznych gotowych wyrobów. Przydatność materiału konstrukcyjnego wykorzystywanego na konstrukcje spawane, oprócz parametrów wytrzymałościowych i plastycznych, determinuje szczególnie energia łamania, określana w zależności od warunków jego zastosowania, w temperaturach otoczenia, czy też temperaturach obniżonych od -20ºC do -60ºC. Parametrem szczególnie silnie wpływającym na wartość energii łamania, a także charakter przejścia stali w stan kruchy jest wielkość ziarna materiału oraz jego niejednorodność zarówno na przekroju poprzecznym jak i na długości pręta. Na podstawie analizy statystycznej własności mechanicznych prętów pochodzących od jednego z największych krajowych producentów wyrobów długich stwierdzono, że obecna technologia produkcji charakteryzuje się dużą niestabilnością. Na rysunku 1 przedstawiono analizę statystyczną właściwości mechanicznych 465 losowo wybranych prętów okrągłych o średnicach 24 60 mm. Z danych przedstawionych na tym rysunku wynika, że przy bardzo wysokiej stabilności R e, R m i A 5 wystąpiła duża niestabilność parametru plastyczności determinowanego energią łamania (K v ). Takie wyniki wskazują na znaczną niestabilność własności mechanicznych produktu, ale jednocześnie na istniejące możliwości podwyższenia wymagań czyli uzyskania zadowalających udarności w niższych temperaturach. Zawartość węgla w analizowanych wytopach zawierała się w przedziale 0,18 0,21%. c) d) Rys. 1. Histogramy własności mechanicznych 465 analizowanych wyrobów: a) R e, b) R m, c) A 5, d) K v W niniejszej pracy, stosując numeryczne modelowanie procesu walcowania i weryfikując je podczas badań doświadczalnych udowodniono, że

w walcowni ciągłej prętów, w wyniku określonych zmian w technologii, możliwych do przeprowadzenia na istniejącej linii walcowniczej, uzyskać można efekty odpowiadające technologii regulowanego walcowania, a szczególnie walcowania normalizującego. Walcowanie normalizujące, którego zastosowanie w ciągłych walcowniach bruzdowych jest utrudnione ze względu na duże wartości odkształceń i prędkości z jakimi jest walcowane pasmo, może zastąpić kosztowny zabieg wyżarzania normalizującego prętów. Alternatywą dla tradycyjnego walcowania ciągłego prętów jest walcowanie normalizujące, w wyniku którego następuje ujednorodnienie i rozdrobnienie mikrostruktury, wpływające na poprawę właściwości mechanicznych i technologicznych wyrobu. Zastosowanie takiej technologii pozwala także na znaczne obniżenie kosztów wytwarzania, w wyniku mniejszego zużycia energii na skutek wyeliminowania operacji wyżarzania normalizującego. 3 Rys. 2. Schemat walcowni ciągłej z zaznaczonym miejscem proponowanych zmian w technologii walcowania [3] Stosując aktualną technologię walcowania ciągłego prętów według schematu przedstawiono na rysunku 2, spadki temperatury między początkiem a końcem walcowania wynoszą około 80 100 C, a temperatura końca walcowania waha się w granicach 1050 1030 C, uzyskuje się własności prętów pokazane na rysunku 1. 2. Materiał i metodyka badań Materiałem do badań była stal w gatunku S355J0, pochodząca z jednej z krajowych hut, specjalizujących się w produkcji wyrobów długich. Stal była wytapiana w piecu elektrycznym łukowym o pojemności 97 Mg, a następnie poddawana obróbce pozapiecowej VOD (vacuum oxygen decarburization) i rafinacji argonem. Z kadzi pośredniej stal rozlewana była w urządzeniu COS, w którym uzyskuje się wlewki ciągłe o przekrojach 160x160 mm i 145x180 mm. Po nagrzaniu w piecu pokrocznym wlewki walcowane były na pręty okrągłe w walcowni ciągłej. Temperatura początku walcowania wynosiła około 1130 C, natomiast końca walcowania około 1050 C.

4 Do badań wykorzystano pręty okrągłe o średnicach od 24 do 60 mm, których skład chemiczny oraz własności mechaniczne były zgodne z wymaganiami normy PN-EN 10025 [4] (tabela 1). Tabela 1 Skład chemiczny oraz własności mechaniczne stali S355J0 Skład chemiczny [% max] wg PN-EN 10025 C dla wyrobów o nominalnej grubości [mm] Mn Si P S N >16 40 >40 0,23 0,24 1,70 0,60 0,045 0,045 0,011 Własności mechaniczne R e [MPa] R m [MPa] A 5 [%] K v [J] >16 40 >40 63 3 100 3 40 >40 63 345 325 490-630 22 21 Własności mechaniczne prętów gorąco walcowanych były punktem odniesienia dla oceny charakteru i wielkości zmian czynników, decydujących o własnościach wytrzymałościowych i plastycznych stali. Odwzorowanie dotychczas stosowanego procesu walcownia oraz zaproponowanej w pracy jego modyfikacji przeprowadzono za pomocą symulatora procesów fizycznych Gleeble 3800, znajdującego się na wyposażeniu Instytutu Modelownia i Automatyzacji Procesów Przeróbki Plastycznej Politechniki Częstochowskiej. W celu zrealizowania badań mikrostrukturalnych wykorzystano mikroskopię optyczną, elektronową mikroskopię skaningową i transmisyjną, oraz metalografię ilościową. Do analizy mikroskopowej wykorzystano mikroskopy optyczne Neophot 21 i Zeiss Axiovert 25, mikroskop skaningowy JOEL JSM 5400 oraz transmisyjny mikroskop elektronowy Philips CM20 (200kV). Zgłady metalograficzne wykorzystane w badaniach mikrostruktury trawiono odczynnikiem Mi1F (4% HNO 3 w C 2 H 5 OH). Analizę ilościową wielkości ziarna i składników mikrostruktury wykonano metodą porównawczą, zgodnie z normą ISO oraz wykorzystując program ImagePro Plus 3.0. W ramach oceny właściwości mechanicznych wykonano badania wytrzymałościowe, badania udarności w temperaturach otoczenia oraz w temperaturach obniżonych. Statyczne próby rozciągania przeprowadzono zgodnie z normą PN-EN 10002-5:1998 na pięciokrotnych próbkach okrągłych o średnicy 8 mm, stosując maszynę wytrzymałościową Zwick Z100. Do analizy fraktograficznej mechanizmów pękania i składu chemicznego mikroobszarów wykorzystano elektronowy mikroskop skaningowy JOEL JSM 5400 wyposażony w mikroanalizator EDS. Analizę punktową składu chemicznego przeprowadzano na obszarach o wymiarach 4x4 µm, natomiast analizę liniową na długości wybranego odcinka pomiarowego. Kinetykę przemian fazowych oraz określenie krytycznych punktów przemian w badanej stali wykonano za pomocą dylatometru DIL 805A/D firmy 27

BAHR Termoanalyse GMBH. Badania plastometryczne oraz fizyczne odwzorowanie procesu walcowania tradycyjnego i normalizującego przeprowadzono przy wykorzystaniu symulatora procesów fizycznych Gleeble 3800. Do modelownia numerycznego procesu walcowania wykorzystano komercyjny program Forge 2005 firmy Transvalor, oparty na metodzie elementów skończonych [5]. 3. Wyniki badań W celu określenia charakteru zmian, a także możliwości poprawy struktury wyrobów ze stali S355J0 wykonano mikroskopowe badania mikrostruktur prętów o średnicach w zakresie 24 60 mm. Materiał do badań pochodził z ciągłej walcowni bruzdowej i nie był poddany dodatkowym zabiegom obróbki cieplnej po walcowaniu na gorąco. W tabelach 2 i 3 zestawiono składy chemiczne analizowanych prętów oraz własności mechaniczne. Ocenę mikrostruktury przeprowadzono na zgładach wzdłużnych i poprzecznych, a wielkość ziarna określono zgodnie z normą ISO 643:2003. W tabeli 3 zestawiono udział procentowy ferrytu i perlitu w badanych prętach. Analizę metalograficzną dla wybranych prętów, przedstawiono na rysunkach 3 7 uwzględniając w opisie rysunków wartości energii łamania (K v ) w temperaturze 0 C. W doborze materiału badawczego kierowano się kryterium maksymalnej zbieżności zawartości węgla, którego różnice nie przekraczały 0,1 %, a także bardzo zbliżonych zawartości manganu i krzemu. Nr próbki Tabela 2 Skład chemiczny materiału zastosowanego do badań Średnica Skład chemiczny [%] pręta [mm] C Mn Si P S Cr Ni Cu Al Sn V Ti 1 60 0,19 1,35 0,23 0,01 0,01 0,06 0,07 0,17 0,02 0,01 0,002 0,002 2 48 0,19 1,33 0,25 0,013 0,027 0,07 0,09 0,20 0,03 0,013 0,001 0,003 3 42 0,19 1,35 0,25 0,013 0,011 0,07 0,07 0,18 0,025 0,014 0,002 0,002 4 38 0,20 1,33 0,27 0,013 0,004 0,08 0,09 0,24 0,02 0,021 0,001 0,002 5 38 0,19 1,37 0,24 0,01 0,006 0,06 0,07 0,15 0,028 0,015 0,002 0,002 6 38 0,19 1,35 0,25 0,013 0,011 0,07 0,07 0,18 0,025 0,014 0,002 0,002 7 38 0,19 1,35 0,23 0,011 0,01 0,06 0,07 0,17 0,022 0,014 0,002 0,002 8 35 0,20 1,33 0,27 0,013 0,004 0,08 0,09 0,24 0,02 0,021 0,001 0,002 9 24 0,20 1,36 0,32 0,015 0,005 0,05 0,005 0,12 0,032 0,014 0,002 0,003 5

6 Tabela 3 Własności mechaniczne i cechy mikrostruktury badanych prętów Udział perlitu [%] Właściwości Wielkość ziarna wg ISO 643:2003 K R e R m A V K V K V 5 i udział procentowy [MPa] [MPa] [%] Średnica Nr pręta próbki [mm] RównolegleProstopadle 0 C [J] -20 C [J] 1 60 32,26 31,15 8,0-85%; 8,5-15% 371 585 23 62 28 8 2 48 21,61 22,52 8,0-20%; 8,5-80% 395 575 28 185 67 46 3 42 31,38 33,66 7,5-20%;8,0-70%; 8,5-10% 382 568 24 37 22 17 4 38 38,17 35,95 8,0-75%; 8,5-25% 390 587 24 59 21 10 5 38 37,23 34,75 8,0-80%; 8,5-20% 385 590 6 38 24,60 25,42 8,0-25%; 8,5-75% 412 552 26 127 7 38 22,30 21,94 8,0-20%; 8,5-70%;9,0-10% 400 529 28 168 8 35 32,89 34,69 8,0-85%; 8,5-15% 383 581 25 58 23 8 9 24 31,05 30,47 8,0-75%; 8,5-25% 404 581 28 50 24, 7 32-50 C [J] Na podstawie zestawionych w tabeli 3 otrzymanych wyników własności mechanicznych badanych prętów można stwierdzić, że pomimo bardzo zbliżonych składów chemicznych oraz podobnych własności wytrzymałościowych, analizowane pręty charakteryzują się zróżnicowanymi własnościami plastycznymi, a szczególnie otrzymanymi wartościami energii łamania (K v ). W temperaturze otoczenia różnice te sięgają nawet 600%, a rozbieżność energii łamania w temperaturze -50 C sprawia, że stale te są w stanie spełniać wymagania udarności dla kategorii J, K oraz L. Przyczyny tak dużych różnic udarności mogą wynikać z różnej budowy mikrostrukturalnej badanych prętów. Z danych zamieszczonych w tabeli 3 wynika, że udział perlitu w strukturze waha się w granicach 21 25% i gwarantuje wysoką energię łamania sięgającą nawet 170 185 J. Przekroczenie 30% - ego udziału zawartości perlitu w strukturze prętów wpływa na ponad trzykrotny spadek energii łamania w próbie Charpy V. Rys. 3. Struktura ferrytyczno perlityczna pręta o średnicy 60 mm oraz o K v 62J - stan gorąco walcowany: a) zgład poprzeczny, b) zgład wzdłużny, pow. 100x Traw. nitalem

7 Rys. 4. Struktura ferrytyczno perlityczna pręta o średnicy 48 mm oraz o K v 185J - stan gorąco walcowany: a) zgład poprzeczny, b) zgład wzdłużny, pow. 100x. Traw. nitalem Rys. 5. Struktura ferrytyczno perlityczna pręta o średnicy 42 mm oraz o K v 37J - stan gorąco walcowany: a) zgład poprzeczny, b) zgład wzdłużny, pow. 100x. Traw. nitalem Rys. 6. Struktura ferrytyczno perlityczna pręta o średnicy 38 mm oraz o K v 168J - stan gorąco walcowany: a) zgład poprzeczny, b) zgład wzdłużny, pow. 100x Traw. nitalem

8 Rys. 7. Struktura ferrytyczno perlityczna pręta o średnicy 24 mm oraz o K v 50J - stan gorąco walcowany: a) zgład poprzeczny, pow. 100x b) zgład wzdłużny, pow. 100x, c) zgład poprzeczny, pow. 200x, d) zgład wzdłużny, pow. 200x. Traw. nitalem Zmiana szybkości chłodzenia wynikająca z różnych średnic prętów okrągłych, nie uzasadnia i nie potwierdza tak dużych różnic w udziałach perlitu. W pręcie o średnicy 60 mm (próbka 1) stwierdzono identyczną zawartość perlitu jak w pręcie o średnicy 42 mm (próbka 3). Ze względu na fakt, że walcowanie prętów, z których pobrano próbki kończy się w tej samej klatce walcowniczej (klatka 12), temperatury końca walcowania są zbliżone. Uwagę zwracają jednak niewielkie różnice w wielkości ziarna w obu prętach, a przyczyn ponad 50% obniżenia udarności dopatrywać się można w 20% udziale ziarna klasy 7,5. Obecność dużych ziaren austenitu (w czasie walcowania) sprzyja wystąpieniu struktury Wiedmannstättena, co może być przyczyną obniżonej udarności oraz podwyższenia progu kruchości [6 9]. Uwagę zwraca również występowanie w prętach o średnicach od 60 do 48 mm, dla których stopień przerobu był mniejszy niż czternaście razy, wyraźnie zachowanej struktury pierwotnej w postaci międzydendrytycznego układu ferrytu i perlitu, szczególnie widocznych na zgładach poprzecznych. Ślady struktury pierwotnej zaobserwowano nawet w prętach o średnicy 24 mm, dla których stopień przerobu wynosił około 56. Słabo rozbita struktura dendrytyczna szczególnie w przypadku próbki 2, nie wpłynęła jednak wyraźnie na spadek maksymalnej wartości udarności. Wyniki badań udarności mieszczące się w przedziale 32 J 168 J, dla próbek 4 7 pobranych z prętów o średnicy 38 mm, a więc o tym samym stopniu przerobu plastycznego, potwierdzają istnienie możliwości znacznej poprawy plastyczności badanej stali, poprzez ujednorodnienie mikrostruktury, a szczególnie w wyniku ograniczenia ilości udziału perlitu w strukturze prętów i uzyskania ziaren o określonej wielkości. Badania przeprowadzone na transmisyjnym mikroskopie elektronowym pozwoliły ujawnić ślady struktury bainitycznej obecnej w strukturze gorąco walcowanego pręta o średnicy 24 mm oraz równomierny rozkład dyslokacji w objętości ferrytu (rys. 8).

9 c) d) e) f) Rys. 8. Mikrostruktura pręta o średnicy 24 mm oraz o K v 50J - stan gorąco walcowany: a) obszar ferrytu z widocznym ziarnem bainitu, pow. 3000x b) powiększony fragment bainitu z rys. 43a, pow. 15000x, c) d) listwy struktury bainitycznej, pow. 30000x, e) f) struktura dyslokacyjna ferrytu, pow. 30000x. TEM Na rysunkach 9 10 przedstawiono wyniki badań fraktograficznych próbek (1 i 2 z tabeli 3) o zróżnicowanych udarnościach, łamanych w temperaturze -20 C. W badanych przełomach poza strefą dna karbu dominuje przełom transkrystaliczny łupliwy z charakterystycznymi liniami rzek, odwzorowującymi zmianę frontu pękania na granicach podziaren. Istniejące różnice w wartościach energii łamania są wynikiem różnej wielkości ziarna i związanej z tym częstości zmian frontu pękania charakterystycznych uskoków. Większemu ziarnu w próbce 1

10 towarzyszą często pęknięcia odzłomowe prostopadłe do powierzchni przełomu (rys. 10d). Cechą charakterystyczną próbek o wyższej udarności jest występowanie znacznie szerszej strefy odkształcenia plastycznego pod dnem karbu, z obszarami typowymi dla przełomu ciągliwego. c) d) Rys. 9. Powierzchnia przełomu próbki 1 z temperatury -20 C, Kv=24 J: a), b) ślady przełomu ciągliwego pod dnem karbu, pow. 50x i 500x, c), d) przełom transkrystaliczny łupliwy oraz pęknięcia odzłomowe widoczne linie rzek, pow. 500x i 1500x

11 c) d) Rys. 10. Powierzchnia przełomu próbki 2 z temperatury -20 C: Kv=67 J: a), b) fragment ciągliwego przełomu pod dnem karbu, pow. 50x i 500x c), d) transkrystaliczny przełom rozdzielczy, pow. 500x i 1000x 3.1. Badania plastometryczne Celem badań plastometrycznych, było wyznaczenie krzywych umocnienia dla badanego gatunku stali. Charakter przebiegu tych krzywych umożliwia określenie mechanizmów usuwania skutków umocnienia odkształceniowego, zachodzących w badanym zakresie temperatur, prędkości odkształcania oraz zastosowanego odkształcenia. Naprężenie uplastyczniające [Mpa] Naprężenie uplastyczniające [Mpa] 250 200 150 100 50 0 400 350 300 250 200 150 100 50 a) 900 950 1000 1050 1150 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 Odkształcenie rzeczywiste b) 900 950 1000 1050 1150 0 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 Odkształcenie rzeczywiste Rys. 11. Krzywe plastycznego płynięcia stali S355J0 uzyskane dla prędkości odkształcenia: a) 1 s -1, b) 50 s -1

12 Na podstawie wyznaczonych krzywych plastycznego płynięcia oraz opierając się na wynikach badań zamieszczonych w pracach [10 15] można było przeprowadzić analizę uzyskanych wyników badań plastometrycznych. Na podstawie analizy otrzymanych wyników badań określono czy i na jakim etapie, dla poszczególnych prędkości odkształcenia oraz przy jakich temperaturach następuje rekrystalizacja dynamiczna. Dla badanego zakresu temperatur w próbkach odkształcanych z prędkościami odkształcenia 1 s -1 stwierdzono występowanie rekrystalizacji dynamicznej (rys. 11a) co jest zgodne z danymi literaturowymi [16], dotyczącymi stali węglowo manganowych. Przy zastosowaniu prędkości odkształcenia 50 s -1, dla całego zakresu temperatur, zaobserwowano występowanie rekrystalizacji statycznej co świadczy, że w rzeczywistym procesie technologicznym odbudowa struktury odbywa się w czasie przebywania pasma pomiędzy klatkami walcowniczymi. Pochodzące z danych literaturowych [17] równanie opisujące przebieg krzywych plastycznego płynięcia zostało wprowadzone do programu komputerowego Forge 2005 jako baza materiałowa, którą wykorzystywano w trakcie symulacji numerycznych procesu walcowania prętów okrągłych. Równanie to przedstawia następująca zależność: A A3 1 2 A5T A6 A7T A8 σ A exp exp( A4 )(1 ) T ( A T p = ε ε + ε & ε & ε 9 ) (1) ε gdzie: ε odkształcenie, ε& prędkość odkształcenia, T temperatura, A 1 A 9 współczynnik funkcji, Po aproksymacji wyników badań plastometrycznych wyznaczono współczynniki równania (1), które wynosiły odpowiednio: A 1 =47,1021, A 2 =0,1165, A 3 =-0,0133, A 4 =0,6147, A 5 =-0,0009, A 6 =-0,0349, A 7 =0,0002, A 8 =0,6925, A 9 =-0,0036. 3.2. Numeryczne wyznaczenie wielkości zrekrystalizowanego statycznie ziarna austenitu w czasie tradycyjnego i normalizującego procesu walcowania prętów W pierwszym etapie badań przeprowadzono modelowanie numeryczne tradycyjnego i normalizującego walcowania prętów okrągłych. Na podstawie wyników symulacji komputerowych procesu walcowania wyznaczono wielkość zrekrystalizowanego statycznie ziarna w prętach podczas obu procesów walcowania. W pracy założono, że temperatura końca walcowania powinna wynosić około 900 C, co zostanie osiągnięte w wyniku intensywnego chłodzenia pasma pomiędzy klatkami 9 a 12. Stąd też, w niniejszej pracy zaprezentowano tylko wyniki obliczeń numerycznych uzyskane dla tych klatek walcowniczych. Intensywne chłodzenie pasma od temperatury około 1030 C do temperatury 900 C odbywało się na 3 odcinkach między klatkami 9 10, 10 11 oraz 11 12. Czas przebywania pasma pomiędzy poszczególnymi klatkami walcowniczymi został

obliczony na podstawie rzeczywistych odległości pomiędzy poszczególnymi klatkami i prędkości liniowej pasma na wyjściu z klatki poprzedniej. W proponowanej przez autora technologii walcowania normalizującego, w czasie przemieszczania się pasma pomiędzy poszczególnymi klatkami walcowniczymi wystąpią dwa etapy: etap przyśpieszonego chłodzenia pasma oraz następujący bezpośrednio po nim etap swobodnego chłodzenia pasma na powietrzu. Dla warunków analizowanej walcowni wyznaczono współczynniki wymiany ciepła między pasmem a ośrodkiem chłodzącym oraz określono wartości ciśnienia i przepływów wody umożliwiające osiągnięcie zakładanych spadków temperatury pasma pomiędzy poszczególnymi klatkami walcowniczymi przy założeniu, że temperatura pręta po opuszczeniu ostatniej klatki walcowniczej będzie wynosiła 900 C. Dane niezbędne do przeprowadzenia symulacji zestawiono w tabeli 4. Tabela 4 Parametry procesu stosowane podczas symulacji tradycyjnego walcowania i walcowania normalizującego prętów Nr klatki 9 10 11 12 Czas przerwy [s] Nr klatki Przyśpieszone chłodzenie 9 10 11 Współczynnik wymiany Gniot ciepła α [W/m K] [%] Tradycyjny proces walcowania Prędkość odkształcenia [s -1 ] 0,96 10 37 23,18 1,48 10 21 22,90 1,13 10 23 21,5 Walcowanie normalizujące Współczynnik wymiany Czas przerwy [s] ciepła α [W/m K] Okres bez Okres bez Przyśpieszone chłodzenia chłodzenia chłodzenie pasma pasma Gniot [%] Prędkość odkształcenia [s -1 ] 0,36 0,60 3000 10 27 23,18 0,30 1,18 4200 10 21 22,90 13 12 0,30 0,83 4200 10 23 21,50 Na własności wytrzymałościowe, a szczególnie własności plastyczne wyrobów stalowych, w decydujący sposób wpływa wielkości ziarna austenitu, która decyduje o mechanizmach i dynamice procesów odbudowy mikrostruktury oraz o wielkości końcowej ziarna rzeczywistego ferrytu i perlitu. Ponieważ, co stwierdzono podczas analizy krzywych plastycznego płynięcia, przy dużych

14 szybkościach odkształcenia, z jakimi odbywają się procesy walcowania w wykrojach, w zasadzie jedynym sposobem odbudowy struktury jest rekrystalizacja statyczna, dlatego w niniejszej pracy ograniczono się tylko do numerycznej analizy tego mechanizmu odbudowy struktury. Do symulacji rozkładów wielkości zrekrystalizowanego statycznie ziarna austenitu wykorzystano moduł rekrystalizacja programu Forge 2005. Uzyskane wyniki obliczeń numerycznych przedstawiono na rysunkach 12 i 13. Do wyznaczenia współczynników (tabela 5) niezbędnych dla wykonania symulacji komputerowych wykorzystano wielkości byłego ziarna austenitu. W module rekrystalizacja do obliczeń wykorzystywane są następujące zależności empiryczne [5,18]: gdzie: n srx t X srx = 1 exp ln 2 t0,5 (2) t = A d n m β 1 1 1 1 0,5 1 0 ε ε exp T (3) d = D X a srx (4) D srx s X srx t 0,5 s srx = A d α n2 m2 2 2 0 ε & ε f exp T (5) udział fazy zrekrystalizowanej statycznie, 2 β czas potrzebny do zajścia 50% rekrystalizacji, d srx wielkość zrekrystalizowanego statycznie ziarna austenitu, ε odkształcenie zakumulowane w czasie odkształcenia, ε& średnia intensywność prędkości odkształcenia, f D s średnica ziarna austenitu po pełnej rekrystalizacji dynamicznej, d wielkość ziarna austenitu przed rekrystalizacją. 0 Natomiast do obliczeń rozrostu ziarna austenitu służy następujące równanie: α3 α β 3 3 d cr d0 = A3 exp t (6) T gdzie: t czas od początku rozrostu ziarna, d wielkość ziarna austenitu po rozroście, cr d wielkość ziarna austenitu przed rozrostem. 0 W tabeli 5 zestawiono wyznaczone wartości współczynników występujących we wzorach (2) (6). Współczynniki występujące w powyższych

wzorach wyznaczono podczas obliczeń, wykorzystując zależności matematyczne oraz na podstawie przeprowadzonych badań metalograficznych. Tabela 5 Wartości zastosowanych współczynników we wzorach (2) (6) Indeks przy współczynniku 1 2 3 współczynnik A 6,1 10-13 45 1,1 10 7 α -0,14 0,374 2 β 32475-3001 -13591,54 n -1,929-0,6 - m -0,288-0,1 - a srx 0,663 n srx 1 c) d) 15 Rys. 12. Obliczone wielkości zrekrystalizowanego statycznie ziarna austenitu tradycyjna technologia walcowania: a) 9 klatka, b) 10 klatka, c) 11 klatka, d) 12 klatka a) b) c) Rys. 13. Obliczone wielkości zrekrystalizowanego statycznie ziarna austenitu walcowanie normalizujące: a) 10 klatka, b) 11 klatka, c) 12 klatka Na podstawie obliczonych wielkości ziarna austenitu przedstawionych na rysunkach 12 i 13 można stwierdzić, że zarówno podczas tradycyjnego procesu walcowania jak i podczas walcowania normalizującego następuje rozdrobnienie struktury.

16 Przy zastosowaniu obecnie stosowanej technologii walcowania uzyskano bardzo drobne ziarno w miejscach styku pasma z walcami (rys 12), co jest związane z oddawaniem ciepła przez pasmo do narzędzi i miejscowym przechłodzeniem materiału. Jednak w odkształconym paśmie, tuż pod cienką warstwą ziaren o niewielkich wymiarach, znajdują się obszary o znacznie grubszej strukturze. W klatce 9 w obszarach styku pasma z walcami wielkość ziarna austenitu, tuż przy powierzchni styku, wynosiła od 2,7 do 5,4 µm natomiast w pozostałej objętości pasma od 18,9 do 24,3 µm. Podobny charakter rozkładu ziaren występował podczas walcowania pasma w pozostałych klatkach i wynosił odpowiednio dla klatki 10 ej: 5,4 8,1 µm i 16,2 21,6 µm, dla klatki 11 ej: 2,7 8,1 µm i 16,2 18,9 µm oraz dla klatki 12 ej: 2,7 8,1 µm i 13,5 16,2 µm. Szeroki zakres otrzymanych przedziałów liczbowych wskazuje na dużą niejednorodność wielkości ziaren austenitu zrekrystalizowanego statycznie. W trakcie walcowania normalizującego nie wystąpiły tak duże różnice w otrzymanych wielkościach ziaren pomiędzy obszarem styku pasma z narzędziem a rdzeniem pasma. Warstwy zewnętrzne charakteryzowały się również drobniejszą strukturą, w porównaniu do pozostałej objętości pasma, jednak nie stwierdzono występowania gwałtownego przejścia od tej struktury do obszarów z silnie rozrośniętymi ziarnami. Należy również zwrócić uwagę na fakt, że w całej objętości pasma występuje ziarno o średniej wielkości wynoszącej od około 10,4 13 µm w klatce 10, 5,2 15,6 µm w klatce 11, do 2,6 13 µm w klatce 12. Brak znacznego zróżnicowania wielkości ziaren na przekroju poprzecznym pręta wpłynie na ujednorodnienie własności mechanicznych prętów, a znaczne rozdrobnienie ziaren spowoduje wzrost wartości udarności i obniżenie temperatury przejścia w stan kruchy. 3.3 Badania dylatometryczne Celem wykonanych w pracy badań dylatometrycznych było wyznaczenie punktów krytycznych przemian fazowych, przy zmiennych szybkościach chłodzenia oraz określenie zmian mikrostrukturalnych im towarzyszących. W pierwszym etapie badań, na podstawie składu chemicznego stali S355J0, wykorzystując program komputerowy TTSteel wyznaczono wykres CTPc, na którym umiejscowiono obszar szybkości studzenia, który zagwarantuje najkorzystniejszą strukturę końcową pręta uwzględniającą głównie rodzaj morfologii ferrytu. W zaproponowanym przedziale występowania ferrytu wykonano badania z następującymi, wyznaczonymi na podstawie wykresu CTPc, szybkości chłodzenia: 4,3; 6,7 i 9,4 C/s, natomiast nagrzewanie próbek prowadzono ze stałą szybkością 8,6 C/s (rys. 14).

17 Rys. 14.Wykres CTPc stali S355J0 wyznaczony za pomocą programu TTSteel Na podstawie otrzymanych wyników badań teoretycznych określono wartości temperatur charakterystycznych dla badanej stali. Dla nagrzewania wynoszą one odpowiednio: A c1 =757,5 C; A c3 =906,3 C, natomiast wartości wyznaczone dla założonych szybkości chłodzenia przedstawiono w tabeli 6. Tabela 6 Wartości temperatur charakterystycznych dla założonych szybkości chłodzenia Szybkość chłodzenia [ C/s] A r1 [ C] A r3 [ C] 4,3 527,2 733,0 6,7 505,9 744,3 9,4 475,7 695,3 Próbki do badań dylatometrycznych posłużyły również do przeprowadzenia badań metalograficznych mikrostruktury, a uzyskane wyniki tych badań przedstawiono na rysunku 15. a) b)

18 c) d) Rys. 15. Mikrostruktura stali S355J0 a) w stanie wyjściowym b) po badaniach dylatometrycznych chłodzonych z szybkością 4,3 C/s, c) chłodzonych z szybkością 6,7 C/s, d) chłodzonych z szybkością 9,4 C/s, pow. 100x.Traw. nitalem Na podstawie uzyskanych krzywych kinetyki przemiany można stwierdzić, że zastosowane szybkości chłodzenia nie wpłynęły istotnie na postęp przemiany austenitu. Widoczny jest jednak wyraźnie wpływ szybkości chłodzenia na niezwykle ważny, z punktu widzenia własności wytrzymałościowych i plastycznych, parametr jakim jest wielkość rzeczywistego ziarna ferrytu i perlitu. Wraz ze wzrostem szybkości chłodzenia następuje rozdrobnienie mikrostruktury, jednak zastosowanie szybkości chłodzenia 9,4 C/s skutkuje pojawieniem się w strukturze znacznych obszarów bainitu (rys.15d). Wystąpienie struktury bainitycznej jest całkowicie niepożądane, a wręcz dla tych wyrobów może być szkodliwe. Zdecydowanie lepsze efekty strukturalne zostały uzyskane w przypadku zastosowania szybkości chłodzenia 6,7 C/s (rys.15c), w wyniku której uzyskano w strukturze ferryt idiomorficzny, gwarantujący wysokie własności wytrzymałościowe oraz plastyczne. 3.4 Modelowanie fizyczne tradycyjnego procesu walcowania i walcowania normalizującego Celem fizycznego modelowania tradycyjnego i normalizującego procesu walcowania prętów było zweryfikowanie wyników badań uzyskanych podczas symulacji numerycznych procesu walcowania. Wyniki badań doświadczalnych pozwoliły również ocenić rzeczywisty zakres zmian zachodzących w mikrostrukturze prętów, odkształcanych według parametrów zaproponowanych w niniejszej pracy. Próbki przed odkształceniem nagrzewano z szybkością 8,6 C/s (identyczną jak podczas badań dylatometrycznych) i wytrzymywano w temperaturze 1035 C przez 15 sekund, w celu ujednorodnienia rozkładu temperatury na przekroju próbki. Po zakończonym procesie odkształcania próbki oziębiano stosując cztery szybkości chłodzenia: 3 C/s, 4,3 C/s, 6,7 C/s i 9,4 C/s. Na rysunku 16 przedstawiono schemat odkształcania próbek podczas fizycznego modelowania obydwu procesów walcowania. Zastosowane wartości odkształceń oraz czasy przerw między poszczególnymi odkształceniami odpowiadały parametrom

występującym w rzeczywistym procesie walcowania pasma w warunkach przemysłowych podczas walcowania pasma w klatkach od dziewiątej do dwunastej (tabela 4). Na rysunkach 17, 18 przedstawiono mikrostruktury próbek odkształcanych według schematów pokazanych na rysunku 16. 1035 C 1030 C 1025 C 1035 C 980 C 930 C 900 C 19 9,4 C/s 6,7 C/s 4,3 C/s 3 C/s 9,4 C/s 6,7 C/s 4,3 C/s 3 C/s Rys. 16. Schematy odkształcania próbek podczas fizycznego modelowania walcowania prętów: a) według tradycyjnej technologii, b) z uwzględnieniem walcowania normalizującego c) d) Rys. 17. Mikrostruktura stali S355J0 po fizycznym modelowaniu tradycyjnego procesu walcowania: a) próbka chłodzona z szybkością 3 C/s, b) próbka chłodzona z szybkością 4,3 C/s, c) próbka chłodzona z szybkością 6,7 C/s, d), próbka chłodzona z szybkością 9,4 C/s: pow. 100x Traw. nitalem

20 a) b) c) d) Rys.18. Mikrostruktura stali S355J0 po fizycznym modelowaniu procesu walcowania normalizującego, a) próbka chłodzona z szybkością 3 C/s, b) próbka chłodzona z szybkością 4,3 C/s, c) próbka chłodzona z szybkością 6,7 C/s, d) próbka chłodzona z szybkością 9,4 C/s: pow. 100x Traw. nitalem Na rysunkach 17 oraz 18 przedstawiono zmiany mikrostruktury zachodzące w prętach stalowych, w wyniku zastosowania proponowanych szybkości chłodzenia ciągłego, po zakończeniu obydwu procesów walcowania. Próbki po fizycznym modelowaniu poszczególnych procesów walcowania poddano badaniom mikrostrukturalnym. W przypadku tradycyjnej technologii walcowania uzyskano mikrostrukturę, która zarówno pod względem morfologii ferrytu jak i wielkości ziarna jest bardzo podobna do struktur ujawnionych podczas badania prętów uzyskanych w warunkach przemysłowych. W odniesieniu do technologii walcowania normalizującego można stwierdzić, że zastosowanie przyśpieszonego chłodzenia pasma między poszczególnymi przepustami, przez okres od 0,3 s do 0,36 s, wpływa na silne rozdrobnienie ziarna od klasy 8,5/9, występującej w prętach wykonanych według tradycyjnej technologii, do klasy 10 i 11,5 (tabela 7). Wyniki badań cienkich folii za pomocą transmisyjnego mikroskopu elektronowego materiału w stanie wyjściowym, pochodzącym z walcowni prętów oraz materiału próbek po modelowaniu fizycznym tradycyjnej technologii walcowania, przedstawiono na rysunkach 8 i 19. Na podstawie obrazów mikrostruktury można stwierdzić, że uzyskano dużą zbieżność struktur obu

materiałów. W próbkach, obok dominującej struktury ferrytyczno perlitycznej, stwierdzono występowanie śladów struktury bainitycznej. Na podstawie otrzymanych wyników badań cienkich folii, wykonanych za pomocą transmisyjnego mikroskopu elektronowego można stwierdzić, że wystąpiło podobieństwo struktur w obu analizowanych próbkach, co świadczy o poprawnej metodyce badań przeprowadzonych za pomocą symulatora procesów metalurgicznych. Przedstawione na rysunkach 20 i 21 mikrostruktury uzyskane dla próbek po fizycznym odwzorowaniu walcowania normalizującego, dotyczą przypadków gdy pasmo było schładzane po walcowaniu z szybkościami 3 C/s i 6,7 C/s. Pierwszą szybkość należy uznać za odwzorowującą swobodne chłodzenie na powietrzu, natomiast druga szybkość, zgodnie z rysunkiem 18c, powinna zagwarantować uzyskanie drobnoziarnistej struktury ferrytyczno perlitycznej, bez obecności bainitu. Szczególną uwagę podczas badań za pomocą transmisyjnego mikroskopu elektronowego zwrócono na strukturę dyslokacyjną, którą przedstawiono na rysunkach 8e i 8f, 19c, 19d, 20b, 20c, 20d i 21c, d. W próbkach uzyskanych po tradycyjnej technologii walcowania, rozkład dyslokacji jest bardzo zbliżony, a ich gęstość jest niewielka. W próbkach odwzorowujących obydwa warianty walcowania normalizującego, stwierdzono występowanie struktury znacznie silniej zdyslokowanej, a w próbce chłodzonej z szybkością 6,7 C/s, pojawił się komórkowy układ dyslokacji. 21

22 c) d) Rys. 19. Próbki po fizycznym modelowaniu tradycyjnej technologii walcowania prętów: a) obszar ferrytyczno perlityczny z widocznym ziarnem bainitu, pow. 7500x, b) powiększony fragment bainitu z rys. 21a, pow. 15000x, Struktura dyslokacyjna ferrytu c) pow. 30000x, d) 75000x, TEM c) d) Rys. 20. Próbki po fizycznym modelowaniu technologii walcowania normalizującego prętów chłodzonych z szybkością 3 C/s: a) obszar ferrytu perlityczny pow. 7500x, struktura dyslokacyjna ferrytu b) 30000x, c) pow. 30000x, d) 75000x, TEM

23 c) d) Rys. 21. Próbki po fizycznym modelowaniu technologii walcowania normalizującego prętów chłodzonych z szybkością 6,7 C/s; obszar ferrytu perlityczny a) pow. 7500x, b) 15000x, układ komórkowy dyslokacji c) pow. 7500x, d) 30000x, TEM W tabeli 7 zestawiono otrzymane wielkości ziarna w próbkach chłodzonych z różnymi szybkościami, określone metodą porównawczą [19] oraz ich procentowe udziały w mikrostrukturze. Tabela 7 Wielkość ziarna w próbkach chłodzonych z różnymi szybkościami po walcowaniu Szybkość chłodzenia ciągłego Nr wielkości wzorca ziarna i jego Nr próbki po procesie walcowania [ C/s] procentowy udział Odwzorowanie tradycyjnego procesu walcowania 1 3 9,5 80% 10 20% 2 4,3 9,5 65% 10 35% 3 6,7 9,5 40% 10 60% 4 9,4 9,5 20% 10 80% Odwzorowanie walcowania normalizującego 5 3 10 50% 11,5 50% 6 4,3 11,5 40% 12 60% 7 6,7 12 30% 12,5 70% 8 9,4 12 10% 12,5 70% 13 20%

24 Oznaczenie wielkości ziaren przekraczających numer wzorca 10 przeprowadzono za pomocą wzoru przedstawionego w normie ISO 643:2003 [19]. Na podstawie otrzymanych wyników badań, przedstawionych w tabeli 7 można stwierdzić, że poprzez zastosowanie przyśpieszonego, ciągłego chłodzenia po procesie walcowania uzyskano dodatkowe rozdrobnienie ziarna. Wzrost szybkości chłodzenia do 9,4 C/s wpłynął na osiągnięcie ziarna odpowiadającego wartości wzorca 13. Jednak przyśpieszone odprowadzanie ciepła z objętości prętów po walcowaniu nie zawsze jest korzystne, z punktu widzenia własności użytkowych prętów. Konieczne było ustalenie optymalnego zakresu szybkości chłodzenia gwarantujących rozdrobnienie mikrostruktury, ale nie powodujących jednocześnie pojawienia się faz niepożądanych, takich jak bainit. W wyniku przeprowadzonych badań ustalono, że optymalna szybkość chłodzenia wynosiła 6,7 C/s, przy której można uzyskać ziarno w klasie 12,5 oraz ferryt idiomorficzny, gwarantujący wysokie własności wytrzymałościowe i plastyczne [20]. Badaną stal cechuje bardzo duża wrażliwość na szybkość chłodzenia po procesie walcowania, a poprzez zastosowanie szybkości chłodzenia w zakresie od 4,3 C/s do 9,4 C/s można uzyskać nie tylko silnie zróżnicowaną wielkością ziarna rzeczywistego, ale również zmianę morfologii ferrytu z wystąpieniem ferrytu allotriomorficznego, ze śladami układu Widmannstättena, ferrytu idiomorficznego oraz bainitu. 4. Wnioski Na podstawie przeprowadzonych badań można sformułować następujące wnioski i stwierdzenia. 1. Na podstawie analizy statystycznej wykazano, że stosując dotychczasową technologię walcowania prętów gładkich w wybranej walcowni ciągłej bruzdowej, nie można zapewnić wymaganej powtarzalności własności wytrzymałościowych oraz plastycznych tych prętów. 2. Wykorzystując matematyczne modele rozwoju mikrostruktury oraz określone w pracy wartości temperatur, można zmodyfikować tradycyjną technologię walcowania prętów, poprzez zastosowanie parametrów procesu odpowiadających walcowaniu normalizującemu prętów gładkich w ciągłych walcowniach bruzdowych. 3. Dowiedziono, że zakres zastosowanych temperatur i prędkości odkształcenia podczas walcowania normalizującego gwarantuje wystąpienie w walcowanych pasmach rekrystalizacji statycznej oraz w ograniczonym zakresie rekrystalizacji dynamicznej. Skutkuje to zmniejszeniem rzeczywistego ziarna w gotowych prętach z badanej stali, z zakresu około 13,3 11 µm (80% ziarna grubszego) do zakresu 11 6,65 µm (udziały około 50%). 4. Poprzez połączenie technologii walcowania normalizującego, prętów ze sali S355J0, z przyśpieszonym chłodzeniem ciągłym gotowych wyrobów po procesie walcowania, można uzyskać znaczne zmniejszenie wielkości

ziarna (do klasy 12,5 około 4,7). Optymalna szybkość chłodzenia ciągłego gotowych wyrobów wynosiła około 6,7 C/s. 5. Czynnikiem, który w decydujący sposób wpływa na własności mechaniczne, a szczególnie własności plastyczne prętów ze stali S355J0 jest zmiana morfologii ferrytu przedeutektoidalnego w odmianę idiomorficzną, którą uzyskano stosując chłodzenie prętów z szybkością około 6,7 C/s. Te dwa czynniki rozdrobnienie wielkości ziarna oraz uzyskana morfologia ferrytu powinny zagwarantować wyższe kategorie plastyczności prętów ze stali S355J0 określane w próbie udarności. 6. Wykazano, że stosując większe szybkości chłodzenia, dochodzące do 9,4 C/s można uzyskać dalsze rozdrobnienie ziarna nawet do klasy 13 (3,9 µm). Jednakże taka szybkość odprowadzania ciepła wpływa na pojawienie się w prętach struktury bainitycznej, oddziaływującej niekorzystnie na właściwości plastyczne, a szczególnie na udarność badanej stali. Literatura 1. Raport: Polska Metalurgia w Unii Europejskiej, Komitet Metalurgii PAN, Wydawnictwo Naukowe Akapit, Kraków 2006, s. 58. 2. Garbarz B., Szulc W., Rębiasz G.: Prognozy rozwoju popytu i podaży na rynku stalowych wyrobów hutniczych w Polsce. Hutnik-Wiadomości Hutnicze, Nr 3 (74), 2007, s. 125 132. 3. Stradomski G., Dyja H., Rydz D.: Fizyczne modelowanie zmian mikrostruktury po walcowaniu normalizującym prętów gładkich ze stali w gatunku 355. IV Konferencja naukowa z udziałem uczestników zagranicznych, Walcownictwo 2008, s. 31 36. 4. Norma PN-EN 10025: Wyroby walcowane na gorąco z niestopowych stali konstrukcyjnych. Warunki techniczne dostawy. 5. Instrukcja obsługi programu Forge 2005, Materiały firmowe firmy Transvalor S.A. 6. Nastac L.: Numerical modeling of solidification morphologies and segregation pattern in cast dendritic alloys. Acta Materialia, t. 47, 1999, s. 4253 4262. 7. Grabke H. J.: Effects of impurities in steels on mechanical properites and corrosion behavior, Steel res., 58, nr 10, 1987, s. 477 481. 8. Phelan D., Stanford N., Dippenaar R.: In situ observation of Widmannstätten ferrite formation in low carbon steel, Materials and Science and Engineering A 407, 2005, s. 127 134. 9. Stradomski G., Rydz D., Dyja H.: Optymalizacja struktury stali w gatunku S355 w aspekcie poprawy właściwości plastycznych, VIII Międzynarodowa Konferencja Naukowa, Nowe technologie i osiągnięcia w metalurgii i inżynierii materiałowej, Seria Metalurgia nr 61, Częstochowa 2007, s. 231 235. 10. Hull D.: Dyslokacje. PWN, Warszawa 1982. 11. Steel. A Handbook for Materials Research and Engineering. volume 1. Funadamentals. Springer-Verlag, Düsseldorf 1992. 25

26 12. Adamczyk J.: Inżynieria wyrobów stalowych, Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Gliwice 2000. 13. Adamczyk J.: Metaloznawstwo Teoretyczne cz. 2, Politechnika Śląska, Gliwice 1991. 14. Hensel A., Lehnert W.: Neue Hütte, t.18, 1973. 15. McQueen H.J.: Dynamic recovery and its relation to other restoration mechanisms, Metalurgia i odlewnictwo, t. 6, 1979, s. 421 450. 16. Stradomski G., Rydz D., Dyja H., Stradomski Z.: Changes of microstructure after physical modeling of conventional and normalizing rolling of bars from carbon manganese steel, Steel research international, Special Edition, Volume 1 2008, s. 440 446. 17. Laber K., Milenin A., Knapiński M.: Wyznaczenie i charakterystyka krzywych umocnienia stali S355J2G3 w warunkach walcowania prętów okrągłych w walcowni ciągłej, VII Międzynarodowa Konferencja Naukowa, Nowe technologie i osiągnięcia w metalurgii i inżynierii materiałowej, Seria Metalurgia nr 61, Częstochowa, 2006, s. 337 345. 18. Stradomski G., Stradomski Z., Dyja H.: The use of numerical tools in the evaluation of modification possibilities for continuous smooth bar mill. Steel research international, Special Edition, Volume II 2008, s. 203 207. 19. Norma EN ISO 643:2003: Stal Metolgraficzne określenie wielkości ziarna. 20. Brimacombe J. K.; Sorimachi K.: Crack formation in the continuous casting of steel, Metallurgical Transactions B, 1977, Volume 8, s. 489 505.