Таблица 1 (продолжение). Сравнение характеристик напряженно-деформированного состояния деталей, полученных в специальных технологиях литья и «обычном» литье термопластов под давлением.

Слоевая структура и ориентационные явления

     Условия течения и охлаждения полимерного расплава в оформляющей полости обусловливают формирование слоевой структуры литьевой детали, в которой слои отличаются механическими и другими свойствами, что влияет на напряженно-деформированное состояние отливки и, в частности, на технологическую усадку.
     Понятие слоевой структуры деталей, получаемых литьем под давлением, большей частью связывают с изменением от слоя к слою надмолекулярной структуры кристаллизующихся термопластов [70-72].
     Сделано большое количество работ, в которых рассматриваются факторы, влияющие на слоевую структуру деталей из кристаллизующихся термопластов, получаемых в специальных технологиях литья под давлением, а также влияние слоевой структуры на механические и др. свойства деталей (см., например, [22-23, 73-76-81]), однако обсуждение этих работ выходит за рамки настоящего сообщения.

     Неравномерная в направлении толщины стенки литьевой детали молекулярная ориентация (ориентация макромолекул) аморфных термопластов [72, 82-83] может рассматриваться в качестве одной из характеристик слоевой структуры отливок.
     Молекулярная ориентация, определяющая анизотропию технологической усадки, имеет высокие значения в застывших пристенных слоях, формирующихся на стадии заполнения - в условиях сочетания высоких скоростей сдвига и охлаждения. Радиальное растекание расплава (при котором увеличивается периметр фронта потока), вызывает молекулярную ориентацию в поперечном направлении) [82]. Уменьшение периметра фронта потока также приводит к поперечной молекулярной ориентации.
     В общем случае литьевые детали характеризуются двухосной молекулярной ориентацией термопласта: в продольном (в направлении движения фронта потока) и поперечном (перпендикулярно направлению движения фронта) направлениях. Анизотропия технологической усадки повышается при увеличении степени ориентации (доли ориентированных сегментов макромолекул) или относительной толщины застывших пристенных слоев.
     Ориентационные явления в ряде специальных технологий литья под давлением существенно отличаются от аналогичных явлений, происходящих при «обычном» литьем под давлением.
     Увеличение относительной толщины застывших пристенных слоев вызывает повышение ориентации тонкостенной детали [84], что приводит к повышению анизотропии технологической усадки.
     Своеобразная слоевая структура возникает в технологиях литья с периодически изменяющимся градиентом давления после окончания заполнения, например, SCORIM (подробнее см. раздел 12) [79, 85-86]. В этих технологиях более глубокие внутренние слои формируются в условиях высоких скоростей сдвига, что способствует ориентационной кристаллизации во внутренних слоях.
     Относительная толщина застывших пристенных слоев снижается, если в процессе заполнения полимерный расплав контактирует не с оформляющей поверхностью литьевой формы, а с пленкой (литье на пленку), другим полимерным (некоторые варианты двухкомпонентного литья) или металлическим компонентом (из-за зазоров между металлическим компонентом и литьевой формой и др.).

     При литье под давлением может происходить молекулярная ориентация внутренних слоев литьевой детали, в том числе для аморфных термопластов, что объясняется снижением скорости релаксации вблизи температуры стеклования [87-88].
     В качестве характеристик слоевой структуры литьевых деталей из термопластов могут также рассматриваться плотность, пористость, ориентация дисперсной полимерной фазы (если она присутствует), а для наполненных термопластов – концентрация и ориентация наполнителя (в последнем случае для волокнистых наполнителей).

     В литьевых деталях из термопластов в направлении толщины стенки всегда существуют неоднородности плотности, в том числе для аморфных термопластов [90-92]. При недоуплотнении появляется рыхлая внутренняя структура, микро- или макропористость, а также внутренние усадочные раковины. Поры и внутренние усадочные раковины заполнены газовой средой, которая состоит из воздуха, легко летучих компонентов сырья и продуктов деструкции полимерного материала, поэтому их можно также называть пузырями.
     Отсутствие внутренней монолитности, например, при толстостенном литье, снижает кажущуюся плотность (отношение объема области детали к массе) и сопровождается уменьшением технологической усадки в направлении толщины при той же объемной усадке (определенной на основе PVT-данных). В этом случае также может наблюдаться снижение продольной и поперечной технологической усадки.
     При литье под давлением со вспениванием слоевая структура связана, в первую очередь, с неравномерным распределением газовой фазы в полимерном материале, что обусловлено реологическим поведением расплава термопласта, его охлаждением и гидродинамическими условиями движения пузырьков в расплаве. Факторы, влияющие на распределение газовой фазы для деталей, полученных литьем со вспениванием, обсуждаются, например, в работах [4, 93].

     Для двухфазных дисперсных систем (смеси термопластов, смеси термопластов с каучуками, блок-сополимеры и привитые сополимеры) повышение анизотропии технологической усадки может быть вызвано ориентацией дисперсной фазы. При сэндвич-литье происходит повышение степени ориентация дисперсной фазы для компонента оболочки и снижение – для компонента сердцевины [89], однако влияние этого явления на анизотропию усадки невысокое: во-первых, ориентация дисперсной фазы оказывает меньшее влияние на анизотропию технологической усадки, чем молекулярная ориентация, и во-вторых, слои с ориентированной дисперсной фазой имеют малую относительную толщину.

     Для материалов, содержащих стекловолокно, углеродное волокно или прочие жесткие волокнистые наполнители, технологическая усадка, механические свойства литьевых деталей, а также их анизотропия определяются, главным образом, ориентацией стекловолокна в поверхностных (продольной) и внутренних (поперечной или продольной) слоях. Технологическая усадка вдоль волокна существенно меньше технологической усадки в поперечном направлении, а модуль упругости композита вдоль волокна существенно превышает модуль упругости в поперечном направлении.
     Частицы волокна интенсивно разрушаются при переработке литьем под давлением как в материальном цилиндре литьевой машины, так и в литниковой системе и оформляющей полости литьевой формы, причем особенно сильное разрушение волокна происходит при переработке термопластов, содержащих длинное волокно [94].

     Пристенные и внутренние слои литьевой детали могут иметь разную ориентацию волокнистого наполнителя, что вызвано конкурирующим влиянием продольных и поперечных деформаций при течении полимерного расплава в оформляющей полости.
     В специальных технологиях литья под давлениях изменяются условия, влияющие на разрушение волокна в литьевой форме и его ориентацию в оформляющей полости, что оказывает влияние на технологическую усадку. Например, вспенивание снижает ориентацию волокнистых наполнителей во внутренних слоях отливки, что уменьшает анизотропию технологической усадки.

Негативные явления, повышающие колебание усадки

     Ряд явлений значительно повышает колебание технологической усадки [8] при литье термопластов под давлением. Негативное влияние на колебание технологической усадки некоторых из них особенно велико в специальных технологиях литья. К ним относится: струйное заполнение [95-97], а также «задержка» течения (hesitation) [96-101]. Эти явления характерны для толстостенного литья и разновидностей микролитья: при получении деталей малых размеров и деталей с микрорельефом.
     Процесс формирования (репликации) микрорельефа имеет существенные отличия от «обычного» литья под давлением, поэтому использование понятия технологической усадки применительно к элементам микрорельефа не всегда отражает сущности происходящих при этом явлений (подробнее см. ниже).

     При литье с газом наличие разветвлений газовых каналов резко повышает нестабильность движения газа в каналах с разветвлениями. Разные пути продвижения газа в каналах после разветвления повышает колебание технологической усадки, поскольку уменьшается компенсация объемной усадки в канале с меньшей длиной проникновения газа. Нередко можно наблюдать, что газ поступает только в один из каналов.

     Аналогичная проблема существует и при двухкомпонентном сэндвич-литье в многоместных литьевых формах, в которых возникает разница длины проникновения компонента сердцевины в разных гнездах. При разнице механических характеристик материала сердцевины и оболочки это существенно повышает разницу технологической усадки деталей, полученных в разных гнездах.
     Одной из причин нестабильности движения компонента сердцевины может быть разница температуры расплава в разветвляющихся литниковых каналах, возникающая из-за влияния нестационарности [102].
    
     

Взаимовлияние полимерных компонентов, влияние металлической арматуры

     В некоторых специальных технологиях литья под давлением взаимовлияние полимерных или металлических компонентов отливки может существенно изменять литьевой процесс, влияя на характер растекания расплава на стадии заполнения, процессы уплотнения и охлаждения термопластичного материала, формирование кристаллической структуры (для кристаллизующихся термопластов) и напряженно-деформированное состояние деталей.

     В вариантах двухкомпонентного литья технологическая усадка, коробление и остаточные напряжения в деталях связаны с конструкцией (в частности, площадью контакта) полимерных компонентов. Негативное влиянии нестабильной длины проникновения компонента сердцевины на колебание технологической усадки в сэндвич-литье было отмечено выше.

     Влияние металлической арматуры на напряженно-деформированное состояние отливки зависит от конструкции и материала арматуры: ее жесткости, размеров контактирующей с термопластичным материалом части и пр.
     При жесткой металлической арматуре технологическая усадка в охватывающем слое термопластичного материала может происходить только в направлении толщины слоя. Отсутствие возможности продольной и поперечной усадок из-за арматуры после извлечения отливки из литьевой формы приводит к очень высоким остаточным напряжениям, и может вызывать растрескивание детали [33-36, 103].

     Гибкая металлическая арматура деформируется после извлечения отливки из литьевой формы, давая тем самым возможность для продольной и поперечной технологической усадки области детали, контактирующей с арматурой.

     Эти и другие примеры взаимовлияния компонентов более подробно рассмотрены ниже.

Усадка, коробление и релаксация напряжений в закрытой форме и после извлечения отливки из формы

   
     В специальных технологиях литья изменяются деформации отливки в форме под влиянием факторов конструкции и технологии, что приводит к изменению технологической усадки, коробления и остаточных напряжений.
     Линейные деформации отливки в форме (усадка в форме или «свободная усадка») могут возникать при отсутствии геометрических ограничений, когда силы контракции превышают силы сцепления с оформляющей поверхностью [105].
     В форме проходит усадка в направлении толщины стенки, кроме участков, примыкающих к торцам, которые «фиксируются» из-за быстрого охлаждения углов. Неравномерность усадки в направлении толщины является причиной утяжин. При повышении усадки в форме увеличивается технологическая усадка (после извлечении отливки из формы), а  если усадка в форме невозможна («затрудненная усадка»), релаксация напряжений отливки в форме приводит с снижению технологической усадки.
     Коробление отливки в форме [106] происходит в пределах зазора, возникающего из-за усадки в направлении толщины, что снижает уровень напряжений. Коробление в форме играет важную роль в процессе литья под давлением, поскольку изменяет условия теплового и механического контакта отливки c формой в конце процесса выдержки на охлаждение.

Усадочное поведение ТЭП в специальных технологиях литья под давлением

     Усадочное поведение ТЭП в «обычном» литье под давлением отличается повышенной сложностью по сравнению с другими термопластами [107]. Даже в пределах одного ряда материалов, выпускаемых определенным изготовителем, близкие по твердости марки ТЭП могут демонстрировать большие различия в зависимости технологической усадки и ее анизотропии от конструкции детали и литьевой формы, а также от технологических условий литья, что вызвано сложным составом литьевых композиций. То же относится и к технологической усадке ТЭП в специальных технологиях литья под давлением (примеры приведены ниже).

2. «Каскадное» литье под давлением

     Технология «каскадного» (последовательного) горячеканального литья в последнее время широко применяется для получения крупногабаритных деталей в автомобилестроении и других отраслях промышленности [54, 108-110]. Имеются примеры использования этой технологии для получения тонкостенных деталей [111], а также сочетания с технологиями литья на подложку (пленку, ткань) [108] и двухкомпонентного сэндвич-литья [112]. «Каскадное» литье может применяться в комбинированных литьевых формах, содержащих участки застывающих литников. Ее преимуществом является отсутствие линий спая и улучшенное уплотнение. Последнее достигается при выполнении определенных требований к конструкции, технологическому оборудованию (малоинерционные запорные клапаны и пр.) и режиму литья [113-117].

     Большое влияние на качество литьевой детали оказывает режим открытия запорного клапана горячеканального сопла. При слишком быстром открытии запорного клапана во внутренних слоях оформляющей полости из-за разницы давлений возникает течение расплава в «обратном» направлении (в сторону предыдущего горячеканального сопла), что приводит к дефектам получаемых деталей.
     Эффективное уплотнение области оформляющей полости при «каскадном» литье, как и при «обычном» литье под давлении осуществляется через то же место впуска, которое было использовано для ее заполнения. Поэтому после окончания заполнения детали закрытые на стадии заполнения горячеканальные сопла открывают для проведения подпитки.
     Масса отливки, полученной «каскадным» литьем, при изменении условий подпитки может быть меньше или больше массы отливки, полученной «обычным» горячеканальным литьем. Это приводит к изменению компенсации объемной усадки, вызывая соответственно большую или меньшую технологическую усадку [24].

3. Тонкостенное и толстостенное литье под давлением

     Влияние толщины стенки на технологическую усадку обусловлено изменением скорости охлаждения (уменьшается при увеличении толщины стенки), процессом компенсации усадки на стадии подпитки (ухудшается при повышении толщины стенки), а также ориентационными явлениями.

Тонкостенное литье

     Литье под давлением тонкостенных деталей выделяют в специальную технологию из-за целого ряда особенностей по сравнению с «обычным» литьем под давлением, которые определяют дополнительные требования к литьевой машине, литьевой форме, термопластичному материалу и технологическому процессу [2, 28-29, 118]. Обычно к тонкостенным относят детали с толщиной основной стенки 1 мм и менее, но иногда, например в [2], менее 1,2 мм.
     Отмечают уменьшение технологической усадки при снижении толщины стенки в широком диапазоне толщин [21, 25-27], что вызвано уменьшением объемной усадки из-за повышения скорости охлаждения внутренней части  детали [21] и хорошим уплотнением. Поэтому технологическая усадка при тонкостенном литье обычно оказывается существенно меньшей по сравнению со стандартными значениями технологической усадки, которые определяются на образцах толщиной 2 – 3,2 мм (см. например, [8]). Особенно большое снижение усадки характерно для ненаполненных кристаллизующихся термопластов (таких, ПБТ, ПФ) [25].
     Уменьшение технологической усадки при снижении толщины стенки для ненаполненных термопластов и термопластов с дисперсными наполнителями обычно наблюдается для средних (между продольной и поперечной) значений технологической усадки (иногда такую усадку называют изотропной) [8]. Из-за влияния ориентационных явлений зависимости продольной или поперечной усадок от толщины стенки могут быть более сложными.
     В некоторых случаях (например, для ПФ) из-за влияния молекулярной ориентации в области малых толщин происходит повышение технологической усадки при уменьшении толщины стенки [25].
     Сложная зависимость технологической усадки от толщины стенки характерна для ТЭП. Для некоторых динамически вулканизованных ТЭП на основе СКЭПТ + ПП в области малых и средних толщин наблюдали снижение продольной усадки и повышение поперечной, а в области больших толщин наоборот: повышение продольной и уменьшение поперечной усадки [121]. Характер зависимости (увеличение или уменьшение) технологической усадки от толщины стенки того же материала может изменяться при изменении температуры материального цилиндра: например, для малых и средних толщин при низкой температуре материального цилиндра происходит снижение поперечной усадки с увеличением толщины стенки, а при высокой температуре материального цилиндра, наоборот, увеличение.
     При тонкостенном литье под давлением наблюдается высокая анизотропии технологической усадки [28] из-за большой относительной толщины ориентированных пристенных слоев, что, в сочетании с малой жесткостью тонкостенных деталей, является причиной повышенного коробления, в том числе с потерей устойчивости [26, 28-29].

Толстостенное литье

     Литье под давлением толстостенных деталей [30, 122-125] обычно не рассматривают среди специальных технологий, хотя имеется ряд важных отличий этой технологии от литья под давлением деталей средней толщины.

     К основным особенностям толстостенного литья можно отнести струйное заполнение и «задержку» течения расплава в относительно большой части оформляющей полости, что вызвано геометрическими факторами. «Задержка» течения в данном случае вызвана охлаждением «свободной» поверхности фронта расплава из-за снижения диссипации тепла при частичной потере контакта со стенками формы (при полной потери контакта возникает струйное течение). Как было отмечено выше, это повышает колебание технологической усадки.
     Дополнительная неравномерность процесса заполнения для толстостенных деталей, и соответственно, повышенное колебание технологической усадки может быть вызвано влиянием сил инерции и гравитации на растекание расплава в оформляющей полости (при литье деталей средней и малой толщины влияние этих сил на движение расплава в оформляющей полости, кроме области входа, незначительно по сравнению с силами вязкости).
     Для материалов с относительно низкой термостабильностью негативное влияние на внешний вид, колебание технологической усадки и эксплуатационные свойства толстостенных деталей оказывает длительный цикл литья из-за большого времени охлаждения.
     Как отмечалось выше, очень высокая объемная усадка при толстостенном литье вызвана, с одной стороны, низкой скоростью снижения среднеобъемной температуры (для кристаллизующийся материалов повышается степень кристалличности), а с другой - проблемами компенсации уменьшения объема термопласта при охлаждении. Следствием высокой объемной усадки является очень высокая продольная и поперечная усадка – существенно выше значений технологической усадки, полученных с использованием стандартных образцов [21, 27].
      Технологическая усадка в направлении толщины для толстостенных деталей в большой степени зависит от модуля упругости и состава материала. Для материалов с относительно малым модулем упругости неравномерные деформации поверхностного слоя отливки приводят к образованию утяжин или волнистой поверхности. Для материалов с высоким модулем упругости (к ним относятся, в частности термопласты, содержащие стеклянное или углеродное волокно), возникают внутренние усадочные раковины (пузыри), макро- или микропористая структура внутренней части отливки. Нередко для толстостенных деталей наблюдается сочетание поверхностных и внутренних дефектов.
     Поскольку при высокой объемной усадке невозможно получить одновременно хороший внешний вид и внутреннюю монолитность, приемлемым результатом является удовлетворительное качество поверхности детали (без утяжин) при отсутствие крупных внутренних усадочных раковин. Такой результат не всегда достижим, если компенсация объемной усадки осуществляется только путем подпитки из материального цилиндра литьевой машины (даже при использовании горячеканальной системы с запирающимися горячеканальными соплами), поэтому для более эффективной компенсации объемной усадки применяют другие специальные технологии: литье со вспениванием, литье с газом и инжекционно-компрессионное формование.

     Для толстостенных деталей полученных из термопластов, не содержащих жесткие волокнистые наполнители (за исключением деталей из ТЭП), характерна малая анизотропия технологической усадки, что, в первую очередь, связано с малой относительной толщиной застывших пристенных слоев.

4. Микролитье под давлением

 
     Технология микролитья [2, 126-131] в последние годы вызывает большой практический и научный интерес благодаря широкому распространению деталей такого типа, а также условиям формования, отличающихся от условий формования «обычных» деталей.
     Микролитье под давлением включает несколько разновидностей [130]: получение деталей сверхмалой толщины, сверхмалых габаритных размеров (micropart) и деталей с микрорельефом (microctructured part).
     Отмечают [131-135], что при микролитье процесс заполнения оформляющей полости существенно зависит от факторов, которые не влияют или слабо влияют на процесс литья при обычных толщинах стенки: поверхностного натяжения полимерного расплава и шероховатости (текстуры) оформляющей поверхности.
     Обзор публикаций, в которых изучались различные аспекты усадочных процессов при микролитье, сделан в работе [18].

Сверхмалая толщина

    
     В работе [31] при литье под давлением образца толщиной 0,1 мм из ненаполненного ПП получили технологическую усадку ок. 0,5%, что существенно меньше технологической усадки стандартных образцов. Добавление 30% нанодобавок на основе SiO₂, TiO₂ и ZnO₂ снижало технологическую усадку до 0,1 – 0,2%.

     Для пластин толщиной 0,2 и 0,35 мм из ПФ, полученных в работе [32] при давлении выдержки от 45 до 55 МПа, продольная усадка составила от 3,4% до 6,9% (при поперечной от 2,7% до 3,3%), что существенно выше значений технологической усадки, которые получают для этого материала на стандартных образцах.
     Особенности усадочного поведения термопластов при литье под давлением деталей сверхмалой толщины можно объяснить повышенным влиянием ориентационной кристаллизации и условий литья на слоевую структуру литьевой детали [18].
     Выше было отмечено, что увеличение относительной толщины застывших пристенных слоев приводит к повышенному влиянию молекулярной ориентации и, соответственно, увеличению анизотропии технологической усадки. При толщине стенки 0,2 мм детали из ПП относительная толщина ориентированных слоев составила 90% от толщины детали, тогда как при толщине 2 мм толщина аналогичных слоев не превышала 15% от толщины детали [136].

Детали сверхмалых габаритных размеров

     Уменьшение размера элемента литьевой детали в общем упрощает достижение определенного квалитета точности, поскольку увеличивается допустимое колебание технологической усадки (это следует из системы квалитетов точности) [9, 137-138].
     Однако, имеется ряд факторов, оказывающих большое негативное влияние на колебание технологической усадки и достижимую точность деталей сверхмалых габаритных размеров.
     Одним из таких факторов является неустойчивое заполнение, вызванное геометрическими условиями течения расплава [96-97]. Потеря контакта фронта потока расплава со стенкой при входе фронта расплава из впускного литникового канала в оформляющую полость вызывает струйное течение, неустойчивое фонтанное течение или «задержку» течения расплава с охлаждением фронта потока (на поверхности готовой детали появляются «следы течения»). При сверхмалых размерах детали дефектная область охватывает большую часть оформляющей полости, что снижает достижимую точность. Значения технологической усадки могут быть меньше (влияние толщины стенки) или больше (влияние неустойчивого заполнения) значений, полученных с использованием стандартных образцов.
     Присутствие спаев также оказывает большее негативное влияние на колебание технологической усадки при сверхмалых габаритных размерах детали из-за влияния ориентационных и др. явлений, происходящих при образовании спаев [139].
     Еще одна проблема при получении деталей сверхмалых размеров связана с высокими требованиями к системе управления литьевой машины ввиду малого времени впрыска и выдержки под давлением. Инерционность литьевой машины существенно снижает точность момента переключения с впрыска на выдержку под давлением, а также затрудняет или делает невозможным использование профилей скорости впрыска и давления выдержки. 

Детали с микрорельефом

     Размеры микрорельефа (микроканалов и микроребер) определяются процессом репликации микрорельефа [140-144]. Репликация микрорельефа состоит из нескольких этапов: частичного заполнения микрорельефа расплавом при впрыске при негативном влиянии воздуха и «задержки» течения [129, 145], формования микрорельефа при повышении давления в конце стадии заполнения и на стадии уплотнения, а также усадки и коробления [146] микрорельефа.

     Из-за влияния «задержки» течения процесс формирования микрорельефа существенно отличается от «обычного» процесса заполнения оформляющей полости расплавом. В частности, в области микрорельефа не всегда наблюдаются высокие скорости сдвига, что приводит к низкой молекулярной ориентации [147]. Формирование микрорельефа или, по крайней мере, его финальная часть происходит при деформировании застывшего слоя полимерного материала, толщина которого зависит от времени «задержки» (времени от момента прохождения фронта потока до времени достижения необходимого давления формования).

     Таким образом, применение понятия технологической усадки к микрорельефу (как изменение размера элемента микрорельефа по отношению к размеру соответствующего элемента оформляющей поверхности литьевой формы), как отмечалось выше, не всегда отражает сущности происходящих явлений.

     Для устранения негативного влияния воздуха на репликацию микрорельефа литье под давлением деталей с микрорельефом обычно проводят при вакуумировании оформляющей полости литьевой формы. Как показано в работе [148], вакуумирование одновременно вызывает снижение температуры фронта потока расплава, поскольку прекращается диссипация тепла, вызванная сжатием воздуха в оформляющей полости при ее заполнении расплавом.
     Для деталей с микрорельефом повышается негативное влияние на размеры микрорельефа неравномерного распределения наполнителя, возникающее при течении расплава [149].

5. Литье под давлением с металлической арматурой, на металлическое основание, получение «гибридных» конструкций

Литье с металлической арматурой

    
     Литье под давлением с металлической арматурой [2, 33, 53, 103, 150-151] позволяет улучшить эксплуатационные характеристики деталей (усилить конструкцию и пр.), обеспечить надежное соединение с функциональными (токопроводящими и пр.) и крепежными металлическими элементами, а также уменьшить трудоемкость операций сборки.

     Однако, присутствие арматуры повышает неравномерность технологической усадки, в частности, усадка в охватывающем жесткую арматуру слое может происходить только в направлении толщины слоя.

     В ряде исследований было показано, что при литье под давлением «свободная» усадка в условиях нормального процесса (при адекватном уплотнении) может происходить при нахождении отливки в форме только в направлении толщины отливки. Усадка в других направлениях невозможна из-за геометрических ограничений и высокого сцепления поверхности отливки с оформляющей полостью формы даже при предельной простой геометрии детали (пластина) и отсутствии текстуры [105, 152]. Такую усадку традиционно называют затрудненной (hindrance of shrinkage, form-bound shrinkage) [62, 151]). Снятие геометрических ограничений после раскрытия формы и выталкивания отливки вызывает уменьшение линейных размеров детали (технологическую усадку) и коробление.

     При наличии арматуры геометрические ограничения сохраняются и после извлечения отливки из формы в области вблизи арматуры или во всей отливке - в зависимости от конструкции арматуры, что приводит к очень высоким остаточным напряжениям, и может являться причиной растрескивания деталей, как упоминалось выше.

     Для предотвращения растрескивания при литье с металлической арматурой необходимо обеспечить достаточную толщину «охватывающего» слоя полимерного материала. Вблизи арматуры не должно быть концентраторов напряжений (например острых внутренних углов, мелких отверстий и пр.) [53, 153] и «слабых» мест (для аморфных и наполненных кристаллизующихся термопластов к последним относятся область впуска и спаи [139]).
     Кроме того, при литье с металлической арматурой избегают использовать материалы, имеющие повышенную склонность к растрескиванию. К таким материалам относятся, например, аморфные термопласты с высокой температурой стеклования (ПК, ПСН, ПЭС, ПЭИ и др.).

Литье на металлическое основание

     В технологии литья на металлическое основание (outsert molding) [2, 151, 154] основные недостатки литья с металлической арматурой устранены за счет использования конструкторских решений, снижающих напряженное состояние отливки после ее извлечения из литьевой формы.

     Уменьшение размеров отдельных полимерных компонентов позволяет уменьшить напряженное состояние деталей и избежать коробления штампованного металлического основания, которое имеет повышенную гибкость [151]. Эта технология успешно используется для материалов с высокой технологической усадкой (таких, как ненаполненные ПФ и ПБТ [154]).

     Технологическая усадка при литье на металлическое основание, также как в «обычном» литье под давлении, зависит от конструкции полимерных компонентов, условий уплотнения (на которые влияет конструкция литниковой системы и пр.). В этой технологии полимерные компоненты заполняются и уплотняются через «соединительные» литниковые каналы, примыкающие одной стороной к металлическому основанию. Такая конструкция уменьшает скорость охлаждения расплава в литниковой канале, что повышает эффективность уплотнения (компенсации усадки) при меньшей толщине «соединительных» участков по сравнению с «обычной» литниковой системой той же длины.

«Гибридные» конструкции

    
     «Гибридные» металополимерные детали в последнее время получили распространение в автомобилестроении: их применяют, например, для изготовления переднего модуля, дверей, тормоза, педалей и пр. [151, 155-158].
     В целом основная проблема «гибридных» конструкций (растрескивание) аналогична основной проблеме литья с крупногабаритной металлической арматурой. 

     Так же как при литье с металлической арматурой, в «гибридных» конструкциях применяют стойкие к растрескиванию термопластичные материалы [151].

     Технологическая усадка при получении «гибридных» конструкций сильно зависит от толщины стенки полимерного компонента, длины затекания, а также жесткости металлического компонента и всей конструкции.

6. Литье под давлением на пленку

      Литье на пленку является в настоящее время наиболее популярной разновидностью технологий литья под давлением с декорированием в форме [2, 159-160]. Литье на пленку позволяет исключить дополнительные технологические операции печати, заменить двухцветное и многоцветное литье, улучшить качество поверхности детали, а также получить уникальные цветовые эффекты, недостижимые при использовании других способов декорирования. Могут использоваться однослойные и многослойные пленки. В многослойных пленках внутренний слой обеспечивает высокую адгезию к материалу детали, а наружный – отличный внешний вид и повышенные защитные свойства. Рисунок в таких пленках может выполняться на внутреннем слое, что предотвращает его «вымывание» потоком расплава (типичный дефект при использовании однослойных пленок).

     Пленка оказывает существенное влияние на течение расплава в оформляющей полости [161], молекулярную ориентацию прилегающего к пленке застывшего пристенного слоя, кристаллизацию (кристаллизующихся термопластов) и напряженно-деформированное состояние отливки.

     Снижение скорости охлаждения со стороны пленки на стадии заполнения  приводит к разной толщине застывших пристенных слоев на стадии заполнения [162]. Кроме того, ухудшение условий теплового контакта между отливкой и оформляющей поверхностью литьевой формы снижает скорость охлаждения внутренних слоев детали со стороны пленки. Разная скорость охлаждения термопластичного материала с противоположных сторон приводит к несимметричной эпюре напряжений, что вызывает коробление отливки.

     В работе [163] наблюдали увеличение степени кристалличности детали из ПП с поликарбонатной пленкой, по сравнению с процессом без пленки, что объясняется меньшей скоростью охлаждения в присутствии пленки.

     Больший модуль упругости пленки по сравнению с модулем упругости основного материала является причиной уменьшения технологической усадки и увеличения коробления детали [37, 163-164]. В общем случае коробление деталей с пленкой повышается при увеличении разницы коэффициентов термического расширения, а также модулей релаксации пленки и основного материала [165].

     Коробление детали при литье с пленкой можно уменьшить, используя разные условия охлаждения отливки со стороны матрицы и пуансона [166]. В работе  [163] при разнице температуры 15^оС для хладагента, подаваемого в матрицу и пуансон (хладагент с меньшей температурой подавался со стороны пленки), позволило уменьшить короблении с 0,6 мм до 0,3 мм.

7. Двухкомпонентное литье под давлением

     При двухкомпонентном литье технологическая усадка зависит от напряженно-деформированного состояния каждого из компонентов, распределения и взаимовлияния компонентов.
     Для двухкомпонентного литья подбирают термопластичные материалы с близкой технологической усадкой и коэффициентом линейного термического расширения, что (помимо химического сродства) является условием для получения хорошей адгезии компонентов [10, 58, 60]. Однако, при оценке технологической усадки материалов необходимо учитывать зависимость усадки от толщины (см. раздел 3).
     В [167] отмечается, что при двухкомпонентном литье ТЭП с термопластами рекомендуемая толщина слоя ТЭП составляет 1-3 мм, тогда как большая толщина слоя может вызвать проблемы адгезии между компонентами из-за слишком высокой усадки.
     При увеличении разницы усадки или коэффициента линейного термического расширения снижается технологическая усадка компонента, получаемого из материала с большей технологической усадкой, но при этом повышаются остаточные напряжения  [60, 168].

Последовательное литье в одном литьевом цикле

Формование компонентов с использованием литьевой машины с двумя инжекционными узлами в одном литьевом цикле [2] обеспечивает наилучшие условия для адгезии между компонентами.

            При последовательном литье в одном литьевом цикле, как и в «обычном» литье под давлением, продольная и поперечная усадка обоих компонентов происходит только после извлечения отливки из литьевой формы, что способствует снижению напряженного состояния детали.

Однако, процесс формования второго компонента проходит в условиях существенно несимметричного охлаждения: уменьшается скорость охлаждения в области контакта с первым компонентом, что приводит к несимметричной эпюре напряжений и может быть причиной коробления отливки.

Последовательное литье в двух литьевых циклах

     Двухкомпонентное последовательное литье в двух литьевых циклах [168-170] может быть реализовано на «обычных» литьевых машинах. Необходимость извлечения из литьевой формы отливки, полученной с использованием первого компонента, перед процессом литья второго компонента, оказывает крайне негативное влияние на напряженное состояние детали и, как следствие, на адгезию между компонентами.
     В таком технологическом процессе влияние первого компонента на второй компонент существенно больше, поскольку в нем усадка второго компонента начинается тогда, когда усадка первого компонента уже завершилась (или в значительной степени завершилась). Это существенно снижает технологическую усадку второго компонента, но повышает остаточные напряжения в детали. Данные проблемы характерны в том числе для двухцветного литья под давлением, когда используется один термопластичный материал разных цветов.
     Есть «промежуточный» вариант технологии двухкомпонентного последовательного литья, в котором процесс осуществляется в одном литьевом цикле, но с «переносом» первого компонента (например, с помощью робота) из одного гнезда  в другое (технология «transfer») [169-170]. В этом случае происходит резкое изменение напряженно-деформированного состояния первого компонента перед установкой в новое гнездо литьевой формы. Размеры первого компонента перед установкой в новое гнездо и технологическая усадка всей детали сильно зависят от промежутка времени между извлечением первого компонента из гнезда и установкой в новом гнезде литьевой формы. Это затрудняет отработку технологического процесса и повышает колебание технологической усадки.

     Если перед впрыском второго компонента отливка из первого компонента переносится вместе с пуансоном, значительного изменения напряженно-деформированного состояния обычно не происходит, и процесс протекает практически также, как в рассмотренном выше процессе литья в одном литьевом цикле.

Сэндвич-литье

     
     Процесс сэндвич-литья [2, 62, 168-170], может быть реализован на литьевой машине с двумя инжекционными узлами или инжекционным узлом с дополнительным узлом пластикации (процесс Моносэндвич).           

     Отличительной чертой сэндвич-литья по сравнению с другими технологиями двухкомпонентного литья является большая площадь контакта и, соответственно, большое взаимовлияние компонентов. Кроме того, как отмечено выше, продвижение компонента сердцевины внутри компонента оболочки повышает степень ориентации внутренних слоев компонента оболочки.

     Технологическая усадка при сэндвич литье изменяется в очень широких пределах при изменении технологических параметров процесса, влияющих на продвижение компонента сердцевины и толщину компонента оболочки. Сэндвич-литье характеризуется повышенным колебанием технологической усадки.

8. Литье под давлением со вспениванием

     В технологиях литья со вспениванием [2, 4, 171-172] частичная компенсация объемной усадки происходит за счет образования внутренней пористой структуры под действием газа или жидкости в сверхкритическом состоянии, предварительно введенных в расплав (физическое вспенивание) или газообразных продуктов, выделяющихся из вспенивающих добавок при химической реакции (химическое вспенивание).
     Технологическая усадка и ее колебание в литье со вспениванием в большей степени зависит от однородности вспененной структуры внутренней части детали и толщины внешней невспененной оболочки.
     Одной из причин неравномерности вспенивания и толщины невспененной оболочки является разнотолщинность. При литье со вспениванием деталей с разнотолщинностью место впуска выбирают в области меньшее толщины, что обеспечивает более равномерную внутреннюю структуру детали и толщину наружного монолитного слоя [4, 52].
     Для повышения однородности вспененной структуры широко применяют нуклеаторы вспенивания, к которым относятся и обычные наполнители термопластов. Высокой эффективностью в качестве нуклеатора вспенивания обладает стекловолокно [4].

     Общей проблемой технологий литья со вспениванием является ухудшение внешнего вида деталей (серебристые или радужные разводы). Это связано с рядом физических явлений, происходящих при движении газовых пузырьков в расплаве: пузырьки продвигаются к фронту потока, увеличиваясь в объеме (из-за снижения давления), перемещаются к поверхности детали при фонтанном течении, где разрушаются [173-175]. Разводы возникают вследствие интерференции отраженного света в образующихся после разрушения пузырьков тонких пленках.
     Внешний вид можно улучшить при оптимизации технологического режима литья (это относится, прежде всего, к микровспениванию) [43, 173], однако, это снижает возможности регулирования технологической усадки. Полностью устранить проблему разводов можно только при комбинировании вспенивания с сэндвич-литьем, при котором вспенивается только материал сердцевины [176].

Физическое вспенивание

     Технология микровспенивания MuCell компании Trexel [52], использующая N₂ или CO₂ в сверхкритическом состоянии, в настоящее время является наиболее распространенным вариантом литья под давлением с физическим вспениванием.
     Преимущество микровспенивания заключается в более однородной структуре пены во внутренней части детали при размере ячейки порядка 3 – 100 мкм и плотности ячеек порядка 10⁶ - 10⁹ ячеек/см³ [4, 48]. Микровспенивание применяется главным образом для деталей с толщиной стенки от 0,5 до 6 мм [4].

     По сравнению с «обычным» литьем под давлением литье с микровспениванием обеспечивает более равномерную технологическую усадку [4, 46-48], меньшие коробление [40, 47, 51] и остаточные напряжения [48] за счет более эффективной компенсации объемной усадки.

     При литье с микровспениванием требуется определенное время для стабилизации давления газа внутри пор после извлечения деталей из литьевой формы [2]. При этом происходит выравнивание внутреннего давления детали с атмосферным за счет диффузии газа, что сопровождается уменьшением линейных размеров детали. Отмечается высокая стабильность размеров деталей, полученных по этой технологии (после стабилизации) [4, 52], однако локальное увеличение толщины может вызвать «выпучивание» (post blow).

     На величину технологической усадки при литье с микровспениванием влияют особенности термопластичного материала (тип термопласта, наполнители и пр.), % снижения веса детали при вспенивании, факторы конструкции, технологический режим литья [4, 48]. Обзор экспериментальных данных о влиянии типа термопласта и наполнителей на технологическую усадку при литье с микровспениванием сделан в [4].

     Микровспенивание привело к снижению технологической усадки детали из АБС по сравнению с невспененной деталью [40], но дальнейшее уменьшение веса детали при вспенивании приводило к значительному увеличению технологической усадки [41].

     Для ненаполненного ПК технологическая усадка немного увеличивается при большем снижении веса отливки [42-43], однако для наполненного ПК при снижении веса детали технологическая усадка не изменяется  или снижается [4].

     Снижение технологической усадки детали из наполненных ПБТ и модифицированного ПФО при микровспенивании по сравнению с «обычным» литьем под давлением отмечено в [4, 46], однако при снижении веса вспененной детали технологическая усадка ПФО не изменялась [4].

     Уменьшение технологической усадки при микровспенивании образцов толщиной 2,5 мм из ПП, наполненного 20% талька, по сравнению с невспененным материалом, наблюдали в работе [39].

     Технологическая усадка детали толщиной 6,4 мм из ненаполненного ПФ, а также ПФ, содержащего 25% короткого стекловолокна снижается при уменьшении веса детали за счет вспенивания [45].

     При литье с микровспениванием детали из смеси ПК + АБС технологическая усадка практически была такой же, как в «обычном» литье под давлением [4], но в другом случае [41] повышалась при снижении веса вспененной детали.

     Для материалов, которые имеют небольшую технологическую усадку при «обычном» литье, например для наполненного ПФС, микровспенивание позволяет получить тот же уровень усадки без использования высокого давления формования [4].

     При микровспенивании деталей из материалов, содержащих жесткие волокнистые наполнители, наблюдается снижение ориентации волокна в отливке, в том числе для длинного волокна [49], что способствует снижению колебания технологической усадки в зависимости от технологических параметров [47], конструкции литьевой детали и положения впусков [50].

     В работе [51] при сэндвич-литье детали из ПП со вспениванием материала сердцевины получили коробление меньшее, чем в однокомпонентном литьем со вспениванием и «обычном» литье под давлением.

Химическое вспенивание

    
     К химическому вспениванию обычно относится так называемое «структурное вспенивание» [53, 172], применяемое большей частью для получения толстостенных деталей (соответственно процесс протекает при низком давлении). Для процесса при низком давлении подпитка из материального цилиндра обычно не используется, поскольку давление выдержки подавляет образование пористой структуры [2].
     Вспенивающие добавки рассмотрены в работах [177-185].
     Типичной экзотермической (реакция разложения проходит с выделением тепла) вспенивающей добавкой является азодикарбонамид, который при нагреве до температуры 200 - 215 ^оС разлагается с выделением N₂ (основной компонент), CO и небольшого количества NH₃ и CO₂. При использовании активаторов температура разложения азодикарбонамида снижается до 140-150 ^оС. Азодикарбонамид не применяют для ПК, ПБТ, ПЭТ из-за негативного влияния NH₃ на эксплуатационные характеристики и долговечность этих материалов [177].
     К эндотермическим (реакция разложения протекает с поглощением тепла) вспенивающим добавкам относится бикарбонат натрия (температура разложения 110 – 150 ^оС) при разложении которого выделяется CO₂ и вода.
     Размеры пор при химическом вспенивании составляют 250 мкм и более (при плотности ячеек 10² – 10⁶ ячеек/см³ и менее), что существенно больше, чем при микровспенивании, а пористая структура при химическом вспенивании получается более неравномерной [4]. Химическое вспенивание используется в основном для деталей с толщиной от 4 до 50 мм [4].
     Разновидностью литья с химическим вспениваем является технологический процесс, осуществляемый при высоком давлении, в котором после заполнения оформляющей полости расплавом перед вспениванием происходит увеличение объема отдельных областей за свет движения знаков (core-back) [186].

     Толстостенные детали, получаемые структурным вспениванием при адекватном времени охлаждения, имеют меньшую и более равномерную технологическую усадку, низкое коробление и малые остаточные напряжения по сравнению с «обычным» литьем под давлением из-за лучшей компенсации объемной усадки [53, 64]. Кроме того, для деталей, полученных литьем с химическим вспениванием, характерна низкая анизотропия технологической усадки, в том числе при использовании термопластов, наполненных стекловолокном [53]. Однако, задержка вспенивания может вызвать высокую нестабильность размеров готовой детали [4].

9. Литье под давлением с газом

     Существует большое количество вариантов технологии литья под давлением с газом [2, 41, 57, 187-188].

     В настоящем сообщении мы ограничимся рассмотрением процесса литья с газом при подаче газа в полимерный расплав (internal gas-assisted injection molding), опуская процесс с «внешним» давлением газа (external gas-assisted injection molding), в котором газ подается между отливкой и оформляющей полостью литьевой формы. Так называемый «газовый канал» представляет собой утолщение в детали определенного (обычно постоянного) поперечного сечения.

     В вариантах литья с газом при подаче газа в расплав полимерного материала компенсация усадки может осуществляться только давлением газа, либо при комбинации «обычной» подпитки из материального цилиндра литьевой машины основной части оформляющей полости с давлением газа в отдельных областях. В последнем случае, из-за того, что компенсация объемной усадки за счет давления газа осуществляется в области «газового пузыря» и в ближайших областях, технологическая усадка зависит от расположения «газовых каналов». При удалении от «газового канала» уплотнение уменьшается, что приводит к более высокой технологической усадке.

     Молекулярная ориентация при литье с газом определяется условиями заполнения оформляющей полости расплавом, а в «газовом канале» также и движением газа [16, 189-192].

     В работах [2, 54, 60, 196] отмечается, что при правильной конструкции литье с газом обеспечивает более равномерную технологическую усадку, а также меньшие остаточные напряжения за счет лучшего уплотнения.
     В некоторых случаях газ может проникать из «газового канала» в относительно тонкостенные участки оформляющей полости (fingering) [2009]. Выше (в разделе 1) упоминалась проблема повышенной нестабильности движения газа в разветвляющихся «газовых каналах», что повышает неравномерность технологической усадки.
     Присутствие газовых каналов повышают момент инерции конструкции, увеличивая тем самым жесткость деталей [54, 57]. Это способствует снижению коробления отливки при проникновении газа в «газовые каналы» по всей их длине.
     В работе [56] технологическая усадка нескольких марок ПФ (ненаполненного и содержащего 25% СВ) при литье с газом была меньше во всех случаях по сравнению с «обычным» литьем под давлением.
     В работе [198] изучали влияние давления газа на технологическую усадку ненаполненного ПП. При повышении давления газа от 5 до 25 МПа, технологическая усадка соответственно уменьшалась от 1,4% до 1,0%. При давлении газа 15,0 – 20,0 МПа технологическая усадка была одинаковой и составляла 1,2%.
     Уменьшение технологической усадки по сравнению с «обычным» литьем под давлением отмечено в [55, 57], однако, согласно [58] при литье с газом повышается продольная усадка.

10. Вариотермическое термостатирование

     В технологии литья под давлением с вариотермическим термостатированием [199-201] впрыск и подпитка проводятся при гораздо более высокой температуре литьевой формы, чем в «обычном» литье под давлением, температура формы снижается при выдержке на охлаждение. Такая технология используется для получения деталей с высоким качеством поверхности (малозаметными спаями, высоким блеском), а также для получения деталей с микрорельефом [145, 202].

     При вариотермическом термостатировании уменьшаются ориентационные напряжения из-за меньшей степени молекулярной ориентации в застывших пристенных слоях, меньшей относительной толщины этих слоев. Соответственно снижается анизотропия технологической усадки.

     Более эффективное и равномерное уплотнение расплава в оформляющей полости при вариотермическом термостатировании обеспечивает снижение термических напряжений в литьевой детали [61], уменьшение технологической усадки и ее колебания.
     Одновременно с этим повышаются напряжения в деталях формы из-за более интенсивного циклического нагрева-охлаждения, что снижает ресурс работы литьевой формы из-за ее усталостного разрушения [203-204].

11. Инжекционно-компрессионное формование

    
     Технология инжекционно-компрессионного формования (литьевого прессования, литья с подпрессовкой) [62, 205-210] термопластов применяется, главным образом, для получения толстостенных деталей и деталей с толстостенными участками. Эта технология также может использоваться для деталей средней и малой толщины. В частности, инжекционно-компрессионное формование является в настоящее время основной технологией получения деталей оптического назначения при относительно высокой толщине стенки или высокой разнотолщинности. При этом в конструкции детали должна быть предусмотрена зона прессования.
     Рассмотрим процесс инжекционно-компрессионного формования, при котором уменьшение объема области оформляющей полости (стадия прессования) начинается после окончания заполнения. Для толстостенной детали стадия прессования может использоваться вместо стадии подпитки. Если прессование применяется для толстостенной области детали, тогда как другие ее части имеют среднюю толщину, проводится подпитка из материального цилиндра, а затем прессование толстостенной области.
     При инжекционно-компрессионном формовании давление прессования прилагается непосредственно к толстостенной оформляющей полости, что дает эффективную компенсацию объемной усадки термопластичного материала при величине давления прессования, существенно меньшим, чем традиционный диапазон давления выдержки [159, 208]. При инжекционно-компрессионном формовании деталей средней или малой толщины давление прессования может иметь значительно более высокие значения.
     Инжекционно-компрессионное формование дает меньшую и более равномерную технологическую усадку, меньшие коробление и остаточные напряжения [62, 65-68].

     В работах [67, 208, 211] отмечено, что уровень ориентационных напряжений в отливке при инжекционно-компрессионном формовании существенно ниже, чем при «обычном» литье под давлением.

     Ключевым технологическим параметром в инжекционно-компрессионном формовании обычно является давление прессования [212-213], однако при получении прямоугольного световода из ПММА с размерами 86 х 65,5 мм и толщиной, плавно изменяющейся от 1 до 4 мм, изменение давления прессования в диапазоне от 18 до 89 МПа приводило к относительно небольшому изменению технологической усадки в направлении толщины стенки.
     В некоторых случаях отмечено существенное влияние на технологическую усадку времени задержки (периода времени между окончанием заполнения и началом прессования) и хода прессования [63, 213]. Повышение времени задержки увеличивает толщину застывших пристенных слоев в начале прессования.

     В работе [214] для процесса инжекционно-компрессионного формования пластины из ПС общего назначения с размерами 150 x 20 x 2 мм было выявлено значительное влияние скорости прессования на колебание технологической усадки в направлении толщины стенки.

     Для кристаллизующихся материалов повышение давления прессования вызывает изменение степени кристалличности центральных слоев отливки: в работе [215] наблюдали повышение степени кристалличности ПЭТ, а в работе [216] – снижение степени кристалличности ПП при увеличении давления прессования.

     При инжекционно-компрессионном формовании термопластов, содержащих жесткие волокнистые наполнители, стадия прессования существенно влияет на ориентацию волокна во внутренних слоях отливки [217], что может повышать анизотропию технологической усадки.

     Если стадия прессования начинается до окончания процесса заполнения оформляющей полости расплавом (такой вариант технологии иногда применяется для получения деталей средней и малой толщины), технологические параметры прессования могут оказывать существенное влияние на растекание расплава в оформляющей полости и молекулярную ориентацию [218].

12. SCORIM

     Создание периодически изменяющегося градиента давления после окончания заполнения позволяет изменить слоевую структуру литьевой детали и улучшить ее механические характеристики (в частности, повысить прочность спаев). Одним из вариантов технологий с периодически изменяющимся градиентом давления после окончания заполнения является технология SCORIM (Shear Controlled Orientation Injection Molding) [2, 53, 69, 219-222]. В этой технологии периодическое изменение направления течения расплава в оформляющей полости на обратное осуществляется за счет двух гидроцилиндров, устанавливаемых в литьевой форме или в специальной насадке на сопле литьевой машины. Применение технологии SCORIM ограничено деталями определенного класса.
     В технология SCORIM получается более плотная и однородная внутренняя структура литьевой детали [86]. Отмечается отсутствие пор в толстостенных деталях, полученных по этой технологии, даже при сверхвысокой толщины стенки (20 мм) [69]. Особая слоевая структура деталей, создающая эффект «самоусиления» термопластичного материала, дает значительное повышение модуля упругости [85, 223] и способствует снижению колебания технологической усадки.

     Отмечено уменьшение остаточных напряжений, в частности, в толстостенных деталях, полученных по технологии SCORIM [69].

13. Прогнозирование технологической усадки в специальных технологиях литья под давлением

     Одним из важных направлений развития CAE-систем является интенсивное расширение возможностей расчетов для специальных технологий литья термопластов под давлением.

     В последнее время успехи математического моделирования характеристик напряженно-деформированного состояния литьевых деталей, связаны главным образом с развитием 3D-подхода на основе так называемого метода «остаточных напряжений» [17], в котором проводится моделирование напряженно-деформированного состояния отливки в литьевой форме с учетом геометрических ограничений и взаимодействия (теплового и механического) отливки с формой, процесса релаксации напряжений отливки в форме, изменение напряженно-деформированного состояния отливки после извлечения ее из формы (при снятии геометрических ограничений).я

     Программные продукты Moldex3D R16 предоставляют возможности 3D-моделирования специальных технологий литья под давлением (таблица 2) [11-12]. Для всех этих технологий может проводиться расчет технологической усадки, коробления и остаточных напряжений.

     Продукты Moldex3D позволяют выполнять расчеты с несвязанными сетками, т.е. сетками, в которых узлы, принадлежащие соединенным друг с другом объектам модели литьевой детали (полимерный и металлический компоненты и пр.) или формы (полимерная деталь и литниковая система, плиты формы и пр.), могут не совпадать. Такая возможность существенно сокращает время подготовки сетки при расчетах, в том числе литья в арматурой, двухкомпонентного литья.

     Накоплен обширный положительный опыт применения Moldex3D для математического моделирования напряженно-деформированного состояния деталей в специальных технологиях литья под давлением, в том числе при решении проблем неравномерности технологической усадки, высокого коробления и остаточных напряжений, например:

     - При литье под давлением микродеталей [224];

     - При литье под давлением деталей с металлической арматурой [101, 225];
     - При получении металлополимерных «гибридных» конструкций [226];

     - При двухкомпонентном литье под давлением [225, 227-230];

     - При литье с микровспениванием (рис. 2) [46, 231];

     - При литье с газом (рис. 3) [232];

     Многие авторы отмечают важность учета вязкоупругости термопластичных материалов при рассмотрении процесса формирования напряженно-деформированного состояния литьевых деталей (см., например, [10, 218]). Влияние вязкоупругости расплава на процесс микровспенивания обсуждается в работе [233].

     В Moldex3D (версия 16) вязкоупругость расплавов термопластичных материалов учитывается с использованием ряда нелинейных моделей, включая модель K-BKZ, а вязкоупругость термопластов после затвердевания - с помощью обобщенной модели Максвелла. «Разделение» областей применения моделей вязкоупругости сделано для уменьшения времени вычислений [11].

     Расчеты «каскадного» литья в Moldex3D (версия 16) могут проводиться с учетом режима движения запорного клапана, а также режима стадии подпитки при повторном открытии запирающихся сопел [101].

     Для материалов, содержащих короткое или длинное жесткое волокно (стеклянное, углеродное и пр.), напряженно-деформированное состояние литьевых деталей в больше степени определяется ориентацией волокна (влияет также распределение длины волокна). Moldex3D (версия 16)  позволяет провести моделирование процессов разрушения волокна (в материальном цилиндре литьевой машины и литьевой форме) и ориентации волокна в оформляющей полости под действием течения расплава термопласта. Высокая точность моделирования ориентации волокна подтверждена независимыми исследователями [234].

Ограничения расчета технологической усадки в современных CAE-системах

     Как и при математическом моделировании «обычного» литья под давлением применение CAE-систем для инженерных расчетов специальных технологий литья имеются существенные ограничения, определяемые, с одной стороны, состоянием нынешнего уровня знаний о тех физических и химических явлениях, которые происходят при литье под давлением, а с другой стороны природой термопластичных материалов (в том числе повышенной нестабильностью их технологических характеристик) и ограничениями контроля технологического процесса [235-236]. Ограничения контроля температуры расплава обсуждаются в [237].

     Прогнозирование технологической усадки связано с особыми проблемами из-за большого количества влияющих факторов, часть которых невозможно учесть в современных CAE-системах.

     К проблемным вопросам относится отсутствие возможности (за исключением литья с газом и литья со вспениванием) моделирования «немонолитной» внутренней структуры - формирования внутренних усадочных полостей (пузырей), макро- и микропористости. Поскольку, как было упомянуто выше, образование внутренних пустот снижает напряженное состояние отливки в форме и уменьшает «локальную» усадку (в области пустот) в направлении толщины, предположение о монолитной структуре может существенно повышать погрешность прогнозирования напряженно-деформированного состояния при толстостенном литье.
     Одной из наиболее сложных проблем математического моделирования остается адекватное прогнозирование слоевой структуры литьевых деталей из кристаллизующихся термопластов, ввиду высокой сложности процесса неизотермической кристаллизации полимерных материалов [238] из-за вариативности надмолекулярных структур, сильного влияния скорости охлаждения, течения, полиморфизма (образование различных кристаллических модификаций).
     На современном этапе развития научных знаний о процессе литья термопластов под давлением при нынешнем уровне развития CAE-систем необходимо говорить не о точном прогнозировании абсолютных значений технологической усадки, а об оценке влияющих факторов и относительных значений усадки.

     Тем не менее, прогнозирование напряженно-деформированного состояния отливки (включая технологическую усадку, как одну из его характеристик) путем математического моделирования технологического процесса в специальных технологиях литья под давлением имеет большое практическое значение из-за того, что другие подходы оказываются малоэффективными (особенно при оценке влияния конструкции детали и литьевой формы), а доработки литьевой формы для некоторых специальных технологий требуют бόльших затрат, по сравнению с «обычным» литьем под давлением.

     Учет ограничений модели технологического процесса в CAE-системе и оценка комплекса факторов, влияющих на качество литьевой детали в каждом конкретном случае, позволяет эффективно использовать инженерные расчеты для прогнозирования проблем производства или анализа причин брака [237]. Наиболее целесообразным представляется подход, в котором сочетаются экспериментальный опыт, накопленный в предыдущих проектах, с возможностями инженерных расчетов [17].

Литература

    
     1. Specialized molding techniques / Ed. by H.-P. Heim, H. Potente. Plastics Design Library, 2001. - 317 p.
     2. Тунг Л.Ш. Специальные технологии литья под давлением // Литье пластмасс под давлением / Под ред. Т. Оссвальда, Л.-Ш. Тунга, П. Дж. Грэманна. Пер с англ. под ред. Э.Л. Калинчева. – СПб: Профессия, 2006. - C. 279 -376.
     3. Cunha A.M., Pontes A.J. Non-conventional injection molds // Injection molding: Technology and fundamentals / Ed. by M.R. Kamal, A. Isayev, S.-J. Liu. – Munich, Cincinnati: Hanser, 2009. - P. 171 - 194.

     4. Xu J. Microcellular injection molding. John Wiley & Sons, 2010. - 618 p.
     5. Specialized injection molding techniques / Ed. by H.-P. Heim. William Andrew, 2015. - 262 p.
     6.  ГОСТ 18616-80. Пластмассы. Метод определения усадки. М.: Изд-во стандартов, 1980. 6 с.; Изменение № 1. ИУС. 1989. № 6. - С. 307–308; Изменение № 2 (действует с 01.03.2005). ИУС. 2004. № 12. - С. 85 – 89.
     7. ИСО 294-4:2001. Plastics – Injection moulding of test specimens of thermoplastic materials. Part 4: Determination of moulding shrinkage.
     8. Барвинский И.А., Брагинский В.А. Колебание усадки при литье термопластов под давлением // Полимерные материалы. 2016. № 5. - С. 50 - 55; № 6. - С. 38 - 47.
     9. Брагинский В.А. Точное литье изделий из пластмасс. - Л.: Химия, 1977. - 112 с.
     10. Isayev A.I., Kwon K. Volumetric and anisotropic shrinkage in injection moldings of thermoplastics // Injection molding: Technology and fundamentals / Ed. by M.R. Kamal, A. Isayev, S.-J. Liu. – Munich, Cincinnati: Hanser, 2009. - P. 779 – 808.
     11. CoreTech System Co., Ltd. www.moldex3d.com . 2018.
     12. What’s New in Moldex3D R16. CoreTech System  Ltd., 2018. - 66  p.
     13. Jansen K.M.B., Van Dijk D.J., Husselman M.H. Effect of processing conditions on shrinkage in injection molding // Polym. Eng. Sci. 1998. V. 38, № 5. - P. 838 - 846.
     14. Pantani R., Titomanlio G. Dimensional accuracy in injection molding: State of the art and open challenges // Precision injection molding: Process, materials and applications / Ed. by  J. Greener, R. Wimberger-Friedl. Hanser, 2006. - P. 29 - 58.
     15. Kennedy P.K., Zheng R. Shrinkage of injection molded material // Precision injection molding: Process, materials and applications / Ed. by J. Greener, R. Wimberger-Friedl. Hanser, 2006. - P. 105- 135.
     16. Custodio F.J.M.F., Anderson P.D., Peters G.W.M., Cunha A.M., Meijer H.E.H. Residual stresses in gas-assisted injection molding // Rheol. Acta. 2010. V. 49. - P. 23 - 44.
     17. Барвинский И.А. Прогнозирование усадки при литье под давлением деталей из термопластов // III Международный семинар «Современные технологии литья пластмасс. Локализация производства автокомпонентов и проблемы контроля качества». Санкт-Петербург. 15-16 сентября. 2011. - С. 1 - 28.
     18. Annicchiarico D., Alcock J.R. Review of factors that affect shrinkage of molded part in injection molding // Mater. Manuf. Process. 2014. V. 29. - P. 662 - 682.
     19. Guevara-Morales A., Figueroa-Lopez U. Residual stresses in injection molded products // J. Mater. Sci. 2014. V. 49, № 13.  - P. 4399 - 4415.
     20. Барвинский И.А., Барвинская И.Е. Проблемы литья под давлением изделий из полимерных материалов: уплотнение // Полимерные материалы. 2014. № 3. - С. 3 - 13.
     21. Sepe M. Dimensional stability after molding: Part 1. Plast. Tech. 2013. V. 59, № 1. - P. 13– 14.
     22. Wang L., Yang B., Yang W., Sun N., Yin B., Feng J.-M., Yang M.-B. Morphology and mechanical property of high-density polyethylene parts prepared by gas-assisted injection molding // Colloid Polymer Sci. 2011. V. 289. - P. 1661 - 1671.
     23. Zhu C.-X., Xia X.-C., Huang Y.-H., Xie D.-D., Chen R., Yang M.-B. Influence of HMW tail chains on the structure evolution of HDPE induced by second melt penetration // Phys. Chem. Chem. Phys. 2017. V. 19. - P. 17745 - 17755.
     24. Aisa J., Castany J. Dimensional study of thermoplastic parts made using sequential injection molding // Polymer Eng. Sci. 2009. V. 49. - P. 1832 - 1838.
     25. Duracon. Acetal copolymer. Injection molding. Polyplastic Co. Ltd. 1988. – 39 p.
     26. Oehler P.R. Designing for thinwall injection molding // 54 th SPE ANTEC Tech. Papers. 1996. - P. 3213 - 3216.
     27. Фишер Дж.М. Усадка и коробление отливок из термопластов.  - СПб.: Профессия, 2009. - 424 с.
     28. Cosma L. Thin wall processing of engineering resins: Issues and answers // Specialized molding techniques / Ed. by H.-P. Heim, H. Potente. Plastics Design Library, 2001. - P. 89 - 97.
     29. Барвинский И.А., Барвинская И.Е. Литье тонкостенных изделий. 2008. http://www.barvinsky.ru/articles/art_a001_thinwall.htm
     30. Барвинский И.А. Литье под давлением толстостенных деталей из термопластов. Презентация доклада на семинаре «Литье пластмасс под давлением: литьевые материалы, оснастка, оборудование, технология, инженерные расчеты». Москва. 25 апреля 2017. - 44 с.
     31. Huang C.K., Chiu S.W. Formability and accuracy of micropolymer compound with added nanomaterials in microinjection molding // J. Appl. Polym. Sci. 2005. V. 98, № 5. - P. – 1865 - 1874.
     32. Annicchiarico D., Attia U.M., Alcock J.R. A methodology for shrinkage measurement in micro-injection moulding // Polymer Test. 2013. V. 32. - P. 769 – 777.
     33. Басов Н.И., Брагинский В.А., Казанков Ю.В. Расчет и конструирование формующего инструмента для изготовления изделий из полимерных материалов. - М.: Химия, 1991. - 352 с.
     34. Guidelines for the design of moldings in engineering plastic. Hoechst AG, 1996. - 39 p.
     35. Ezrin M. Plastics failure guide: Cause and prevention. 2 nd edition. Hanser, 2013. - 833 p.
     36. Барвинский И.А. Проблема растрескивания литьевых изделий из термопластов с металлической арматурой. Презентация доклада на семинаре «Литье пластмасс под давлением: выбор материала и оборудования, проверка на технологичность конструкции изделия и расчеты литьевой формы». Москва. 7 апреля 2015. - 26 с.
     37. Baek S.J., Kim S.Y., Lee S.H., Youn J.R., Lee S.H. Effect of processing conditions on warpage of film insert molded parts // Fiber. Polym. 2008. V. 9, № 6. - P. 747 - 754.
     38. Larpsuriyakul P., Fritz H.-G. Warpage and countermeasure for injection-molded in-mold labeling parts // Polymer Eng. Sci. 2011. V. 51. - P. 411 - 418.
     39. Fernandez A., Muniesa M. Influence of packing phase parameters in the optimization of mechanical, weight reduction and dimensional properties of microcellular foaming injection molding of polypropilene // Adv. Mat. Res. 2012. V. 445. - P. 319 - 324.
     40. Lin C.K., Chen S.H., Liou H.Y., Tian C.C. Study on mechanical properties of ABS parts in micro-cellular injection molding process // 63 rd SPE ANTEC Tech. Papers. 2005. - P. 708 - 712.
     41. Авери Дж., Окамото К.Т. Специальные технологии литья под давлением. Пер. с англ. под. ред. В.В. Абрамова, Т.М. Лебедевой. –СПб: Профессия, 2009. - 408 с.
     42. Hyde L.J., Kishbaugh L.A., Katterman J.A. How microcellular foam molding changes the cost structure of injection molded automotive components: A review of the process and automotive applications // Plastics for the automotive industry. SAE 2002 World Congress. Detroit, Michigan. March 4 - 7. 2002.
     43. Lee J., Turng L.-S., Dougherty E., Gorton P. A novel method for improving the surface quality of microcellular injection molded parts // Polymer. 2011. V. 52. - P. 1436 - 1446.
     44. Spindler R. Injection molding with Mucell microcellular technology // Advanced Injection Molding Processes. CFI Group, Ann Arbor, MI, August 21 – 22, 2001. Цит по Xu J. Microcellular injection molding. John Wiley & Sons, 2010. - 618 p.
     45. Zafar R., Lee K.S., Kim H.B., Jeon B.J., Cha S.W. Effect of increased weight reduction on shrinkage of injection-molded parts using microcellular foaming process // Polymer Plast. Tech. Eng. 2008. V. 47. - P. 1187 – 1192.
     46. Hwang S., Hsu P.P., Chiang C. Shrinkage study of textile roller molded by conventional / microcellular injection-molding process // Int. Comm. Heat Mass Tran. 2008. V. 35. - P. 735 – 743.
     47. Kramschuster A., Cavitt R., Ermer D., Chen Z., Turng L.-S. Quantitative study of shrinkage and warpage behavior for microcellular and conventional injection molding // Polym. Eng. Sci. 2005. V. 45, № 10. - P. 1408 - 1418.
     48. Berry M. Microcellular injection molding // Applied plastics engineering handbook: Processing, materials, and applications. 2 nd edition / Ed. by M. Kutz. Elsevier Inc., 2017. - P. 203 - 216.
     49. Xu J. Process of long glass fiber reinforced thermoplastic for microcellular injection molding // 66 th SPE ANTEC Tech. Papers. 2008. - P. 2158 - 2162.
     50. Hwang S.-S., Ke Z.-S. The dimensional stability of a microcellular injection molded gear shaft // Int. Comm. Heat Mass Tran. 2008. V. 35. - P. 263 - 275.
     51. Shen C., Kramschuster A., Ermer D., Turng L.-S. Study of shrinkage and warpage in microcellular co-injection molding // Int. Polymer Process. 2006. V. 21, № 4. - P. 393 - 401.
     52. Trexel Inc. http://www.trexel.com.
     53. Malloy R.A. Plastic part design for injection molding: An Introduction. 2 nd edition. - Munich, Cincinnati: Hanser Publishers, Hanser Publications, 2010. - 549 p.
     54. Michaeli W., Brockmann C., Brunswick A. Injection molding: various techniques // Polypropylene: An A-Z reference / Ed. by J. Karger-Kocsis. Kluwer Publishers. 1999. - P. 335 - 340.
     55. Gao D.M., Garcia-Rejon A., Salloum G., Baylis D. Design optimization of gas channels for an air cleaner assembly using CAE simulations // Specialized molding techniques / Ed. by H.-P. Heim, H. Potente. Plastics Design Library, 2001. - P. 57 - 63.
     56. Kubo K., Furuya N., Hayashi M. Gas injection molding of polyacetal resin // Seikei-Kakou. 2001. V. 13, № 4. - P. 247 - 253.
     57. Heim H.-P. Gas- and fluid-Injection technique// Specialized injection molding techniques / Ed. by H.-P. Heim. William Andrew, 2015. - P. 107 - 164.
     58. State of art report, 1. Special injection technologies. – Bellignat: Pôle Européen de Plasturgie, 2003. - 62 p.
     59. Chen S.-C., Lin Y.-C., Huang S.-W. Study on the packing effects of external gas-assisted injection molding on part shrinkage in comparison with conventional injection molding // Polymer Eng. Sci. 2010. V. 50, № 11. - P. 2085 - 2092.
     60. Practical guide to injection moulding / Ed. by V. Goodship. Rapra Technology Ltd., ARBURG Ltd., 2004. - 264 p.
     61. Yao D., Chen S.-C., Kim B.H. Rapid thermal cycling of injection molds: An overview on technical approaches and applications // Adv. Polymer Tech. 2008. V. 27, № 4. - P. 233 – 255.
     62. Лапшин В.В. Основы переработки термопластов литьем под давлением. - М.: Химия, 1974. - 270 с.
     63. Yang S.Y., Chen Y.C. Experimental study of injection-charged compression molding of thermoplastics // Adv. Polymer Tech. 1998. V. 17. - P. 353 – 360.
     64. Кудинов А.Т., Старжинский В.Е., Песецкий С.С., Гуревич М.Л., Корецкий В.Г. Способы повышения точности массивных зубчатых колес из термопластов // Пласт. массы. 1988. № 7. - С. 27 - 30.
     65. Yang S.Y., Ke M.Z. Experimental study on the effects of adding compression to injection molding process // Adv. Polymer Tech. 1995. V. 14, № 1. - P. 15 - 24.
     66. Chen S.C., Chen Y.C., Peng H.S. Simulation of injection-compression-molding process. II. Influence of process characteristics on part shrinkage // J. App. Polym. Sci. 2000. V. 75, № 13. - P. 1640 - 1654.
     67. Wu C.H., Su, Y.L. Optimization of wedge-shaped parts for injection molding and injection compression molding // Inter. Comm. Heat Mass Transfer. 2003. V. 30, № 2. - P. 215 – 224.
     68. Gupta K., Jain N.K., Laubscher R. Advanced gear manufacturing and finishing: Classical and modern processes. Elsevier Inc., 2017. - 230 p.
     69. Allan P.S., Bevis M.J., Zadhoush A. The development and application of shear controlled orientation technology // Iranian J. Polym. Sci. Techn. 1995. V. 4, № 1. - P. 50 - 55.
     70. Kantz M.R., Newman H.D., Stigale F.H. The skin-core morphology and structure-property relationships in injection-molded polypropylene // J. Appl. Polym. Sci. 1972. V. 16. - P. 1249 - 1260.
     71. Калинчев Э.Л., Кацевман М.Л. Особенности структуры литьевых изделий из кристаллизующихся термопластов // Пласт. массы. 1976. № 6. - С. 64 - 65.
     72. Калинчев Э.Л., Саковцева М.Б. Свойства и переработка термопластов: Справочное пособие. - Л.: Химия, 1983. - 288 с.

     75. Zheng G.-Q., Huang L., Yang W., Yang B., Yang M.-B., Li Q., Shen C.-Y. Hierarchical crystalline structure of HDPE molded by gas-assisted injection molding // Polymer. 2007. V. 48. - P. 5486 - 5492.

     76. Wang K., Chen F., Zhang Q., Fu Q. Shish–kebab of polyolefin by “melt manipulation” strategy in injection-molding: A convenience pathway from fundament to application // Polymer. 2008. V. 49. - P. 4745 - 4755.

     77. Guo C., Liu F.H., Wu X., Liu H., Zhang J. Morphological evolution of HDPE parts in the microinjection molding: Comparison with conventional injection molding // J. Appl. Polymer Sci. 2012. V. 126. - P. 452 – 462.

     78. Sun N., Yang B., Wang L., Feng J.-M., Yin B., Zhang K., Yang M.-B. Crystallization behavior and molecular orientation of high density polyethylene parts prepared by gas-assisted injection molding // Polymer Int. 2012. V. 61. - P. 622 - 630.

     79. Xu H., Zhong G.J., Fu Q., Lei J., Jiang W., Hsiao B.S., Li Z.M. Formation of shish-kebabs in injection-molded poly(L-lactic acid) by application of an intense flow field // ACS Appl. Mater. Interf. 2012. V. 4. - P. 6774 - 6784.

     80. Deng P., Liu K., Zhang L., Liu H., Wang T., Zhang J. Micro and macro injection molded parts of isotactic polypropylene/polyethylene blends: Shear-Induced crystallization behaviors and morphological characteristics // J. Macromol. Sci. 2014. V. B53. - P. 24 – 39.

     81. Zhao Z., Yang Q., Xi S., Kong M., Huang Y., Liao X. New understanding of the hierarchical distribution of isotactic polypropylene blends formed by microinjection-molded poly(ethylene terephthalate) and β-nucleating agent // RSC Adv. 2015. V. 5. - P. 61127 - 61136.

     82. Калинчев Э.Л. Физико-химические основы литьевых процессов формования пластических масс // Пласт. массы. 1973. № 4. - С. 47 - 49.

     83. Tadmor Z. Molecular orientation in injection molding // J. Appl. Polym. Sci. 1974. V. 18. - P. 1753 - 1772.

     84. Viana J.C., Cunha A.M., Billon N. The effect of the skin thickness and spherulite size on the mechanical properties of injection moulding // J. Mater. Sci. 2001. V. 36. - P. 4411 - 4418.

     85. Kalay G., Bevis M.J. Processing and physical property relationships in injection moulded isotactic polypropylene 2. Morphology and crystallinity // J. Polymer Sci. Polymer Phys. 1997. V. B35. - P. 265 - 291.

     86. Zhang A.Y., Jisheng E., Allan P.S., Bevis M.J. Enhancement in micro-fatigue resistance of UHMWPE and HDPE processed by SCORIM // J. Mater. Sci. 2002. V. 37. - P. 3189 - 3198.

     87.  Chen S.-C., Chen Y.-C. Calculations of the flow-induced residual stress development in the injection moulded plate // Comput. Struct. 1994. V. 52, № 5. - P. 1043 - 1050.

     88. Isayev A.I., Shyu G.D., Li C.T. Residual stresses and birefringence in injection molding of amorphous polymers: Simulation and comparison with experiment // J. Polym. Sci. Polym. Phys. 2006. V. B44. - P. 622 - 639.

     89. Zhang R.-Y., Yang W., Xia X.-C., Zhu C.-X., He S., Huang Y.-H., Liu Z.-Y., Fu X.-R., Feng J.-M., Yang M.-B. Morphological evolution of polystyrene/polyethylene blend induced by strong second melt penetration // Macromol. Mater. Eng. 2016. V. 301. - P. 714 - 724.

    90. Yu J.S., Lim M., Kalyon D.M. Development of density distributions in injection molded amorphous engineering plastics. Part I // Polym. Eng. Sci. 1991. V. 31, № 3. - P. 145 - 152.

     91. Yu J.S., Kalyon D.M. Development of density distributions in injection molded amorphous engineering plastics. Part II // Polym. Eng. Sci. 1991. V. 31, № 3. - P. 153 - 160.

     92. Wimberger-Friedl R., de Bruin J.G. Gapwise density distributions in injection-molded poly(methylmethacrylate) // Polym. Eng. Sci. 1993. V. 33, № 7. - P. 383 - 392.

     93. Ahmadzai A.Z., Behravesh H.A., Shahi P. A novel approach in mold design in regards to weight reduction of foam injection molded parts // Cellular Polymers. 2013. V. 32, № 5. - P. 279 - 303.

     94. Zhai H., Zhou X., Fang L., Lu A. Study on mechanical properties of powder impregnated glass fiber reinforced poly(phenylene sulphide) by injection molding at various temperatures // J. Appl. Polym. Sci. 2010. V. 115. - P. 2019 - 2027.

     95. Oda K., White J.L., Clark E.S. Jetting phenomena in injection mold filling // Polym. Eng. Sci. 1976. V. 16. - P. 585 - 592.

     96. Барвинский И.А., Барвинская И.Е. Проблемы литья под давлением изделий из ПМ: неустойчивое заполнение формы // Полимерные материалы. 2009. № 8. - С. 14 - 21.

     97. Барвинский И.А., Барвинская И.Е., Дувидзон В.Г. Дефекты деталей из термопластов при литье под давлением: «Следы течения». V Международный инструментальный саммит. Москва. 3 июня 2010. Препринт. – 7 с.

     98. Austin C. Computer-aided part and mould design // Developments in injection moulding / Ed. by. A. Whelan. - London, N.Y.: Springer, 1985. V. 3. - P. 111 - 160.

     99. C-Mold design guide: A resource for plastics engineers. –Ithaca: Advanced CAE Technology Inc., 1998. - 336 p.

     100. Kazmer D.O., Garnavish K., Nageri R. An investigation into hesitation effects in oscillating flows // 63 th SPE ANTEC Tech. Papers. 2005. - P. 657 - 661.

     101. Wang M.-L., Chang R.-Y., Hsu C.-H. Molding Simulation: Theory and practice. Carl Hanser Verlag, Munich 2018. - 513 p.

     102. Beaumont J.P. Runner and gating  design handbook. Hanser, 2004. - 286 p.

     103. Handbook of plastics joining: A practical guide. Plastics Design Library, 1997. - 512 p.

     104. Childers W., Sayre J. Magnetic rotor encapsulation // 63 th SPE ANTEC Tech. Papers. 2005. - P. 703 - 707.

    105. De Santis F., Pantani R., Speranza V., Titomanlio G. As-molded shrinkage on industrial polypropylene injection molded parts: experiments and analysis // Int. J. Mater. Form. 2008. Suppl. 1. - P. 719 – 722.

     106. Peng Y.-H., Hsu D.C., Yang V., Chang R.-Y. The warpage simulation with in-mold constraint effect in injection molding // 62 nd SPE ANTEC Tech. Papers. 2004. - P. 524 - 528.

     107. Особенности литья под давлением изделий из термопластичных эластомеров. Презентация доклада на семинаре «Литье пластмасс под давлением: выбор материала и оборудования, проверка на технологичность конструкции изделия и расчеты литьевой формы». Москва. 7 апреля 2015. - 17 c.

     108. Frenkler D., Zawistowski H. Hot runners  in injection moulds, Rapra Technology, 2001. - 354 p.

     109. Knights M. Sequential gating and gas assist team up for the first time // Plast. Tech. 2001. V. 47, № 2. - P. 47 - 49.

     110. Knights M. Sequential valve gating: Ultimate control for the toughest molding jobs // Plast. Tech. 2003. V. 49, № 12. - P. 38 - 43.

     111. Chen S.-C., Chien R.D., Tseng H.-H., Huang J.-S. Response of a sequential-valve-gate system used for thin-wall injection molding // J. Appl. Polym. Sci. 2005. V. 98. - P. 1969 - 1977.

     112. Moss M.D. Sequential coinjection hot runner // 56 th SPE ANTEC Tech. Papers. 1998. - P. 351 - 357.

     113. Пат. США 5762855. Betters J.E., Smith M. Method of using a sequential fill valve gated injection molding system. Nascote Ind. 1998. 

     114. Пат. США 5919492. Tarr J., Reitan D. Injection molding system with sequential gate control. 1999.

     115. Пат. США 6099767. Injection molding system with sequential gate control. Incoe Corp. 2000.

     116. Shin S.-Y. Process dynamic of sequential valve gate injection molding (process strategy and process control). EngD Dissertation. University of Massachusetts Lowell, 2000. - 123 p.

     117. Schubert A. The promise and practice of valve gate sequencing // 64 th SPE ANTEC Tech. Papers. 2006. - P. 2403 - 2407.

     118. Fassett J. Thin-wall molding: Differences in processing over standard injection molding // 53 rd SPE ANTEC Tech. Papers. 1995. - P. 430 - 433.

     119. Tremblay G. Thin-wall molding // Plast. Tech. 1998. Apr. - P. 76 - 79.

     120. Selden R. Thin wall molding of engineering plastics – A literature survey // J. Inj. Mold. Tech. 2000. V. 4, № 4. - P. 159 - 166.

     121. Shrinkage rates for injection molding of Santoprene thermoplastic rubber. Advanced Elastomer Systems L.P., 2001. - 34 p.

     122. Beall G. By design: Part 101, the crucial nominal wall // Inj. Mold. Mag. 1999. Feb.

     123. Kengskool K., Chow J., Lee S.-M., Yen K. Development of injection molding technology for large, transparent, impact-resistant, thick-walled parts // Frontiers in Engineering and Technology. Proc. of MAESC’2000 / Ed. by P. Shiue. Memphis, USA, 2000.

     124. Hatch B. The troubleshooter. Part 42: Coping with thick walls and gates. Inj. Mold. Mag., 2000, Sep.

     125. Hatch B. The troubleshooter, part 55: Thick-wall parts. Inj. Mold. Mag., 2002, July.

     126. Wimberger-Friedl R. Injection molding of sub-μm grafting optical elements // J. Inj. Mold. Tech. 2000. V. 4, № 2. - P. 78 - 83.

     127. Angelov A.K., Coulter J.P. Micromolding product manufacture – A progress report // 62 th SPE ANTEC Tech. Papers. 2004. - P. 748-751.

     128. Giboz J., Copponnex T., Mele P. Microinjection molding of thermoplastic polymers: a review // J. Micromech. Microeng. 2007. V. 17. - P. - R96 – R109.

     129. Attia U.M., Marson S., Alcock J.R. Micro-injection moulding of polymer microfluidic devices // Microfluid. Nanofluid. 2009. V. 7. - P. 1 – 28.

     130. Piotter V., Finnah G., Hanemann T., Ruprecht R. Micro injection molding // Injection molding: Technology and fundamentals / Ed. by M.R. Kamal, A. Isayev, S.-J. Liu. – Munich, Cincinnati: Hanser, 2009. - P. 341 - 393.

     131. Yang C., Yin X.-H., Cheng G.-M. Microinjection molding of microsystem components: new aspects in improving performance // J. Micromech. Microeng. 2013. V. 23. Article 093001. - P. 1 - 21.

     132. Ong N.S., Zhang H.L., Lam Y.C. Numerical simulation of cavity roughness effects on melt filling in microinjection molding // Adv. Polymer. Tech. 2008. V. 27. - P. 89 – 97.

     133. Ong N.S., Zhang H.L., Lam Y.C. Three-dimensional modeling of roughness effects on microthickness filling in injection mold cavity // Int. J. Adv. Manuf. Tech. 2009. V. 45. - P. 481 - 489.

     134. Otsuka M., Ito H. Effects of mold surface roughness on flow behavior and internal morphology in polycarbonate thin injection molding // Seikei-Kakou. 2012. V. 24, № 1. - P. 38 - 43.

     135. Zhang H.L., Ong N.S., Lam Y.C. Mold surface roughness effects on cavity filling of polymer melt in micro injection molding // Int. J. Adv. Manuf. Tech. 2008. V. 37. - P. 1105 – 1112.

     136. Liu F., Guo C., Wu X., Qian X., Liu H., Zhang J. Morphological comparison of isotactic polypropylene parts prepared by micro-injection molding and conventional injection moulding // Polym. Adv. Tech. 2012. V. 23. - P. 686 – 694.

     137. DIN 16742:2013. Kunststoff-Formteile - Toleranzen und Abnahmebedingungen. – Berlin: DIN Deutsches Institut fuer Normung e.V., 2013. - 36 S.

    138. ГОСТ 25346-2013. Основные нормы взаимозаменяемости. Характеристики изделий геометрические. Система допусков на линейные размеры. Основные положения, допуски, отклонения и посадки. М.: Стандартинформ, 2014. - 38 с.

     139. Барвинский И.А., Барвинская И.Е. Проблемы литья под давлением изделий из ПМ: спаи // Полимерные материалы. 2009. № 7. - С. 25 - 33.

     140. Yoshii M., Kuramoto H., Kato K. Experimental study of transcription of minute width grooves in injection molding // Polym. Eng. Sci. 1994. V. 34, № 15. - P. 1211 - 1218.

     141. Yoshii M., Kuramoto H., Ochiai Y. Experimental study of the transcription of minute grooves by injection molding (II) // Polym. Eng. Sci. 1998. V. 38. - P. 1587 - 1593.

     142. Monkkonen K., Hietala J., Paakkonen P., Paakkonen E.J., Kaikuranta T., Pakkanen T.T., Jaaskelainen T. Replication of sub-micron features using amorphous thermoplastics // Polym. Eng. Sci. 2002. V. 42. - P. 1600 – 1608.

     143. Theilade U.A., Hansen H.N. Surface microstructure replication in injection molding // Int. J. Adv. Manuf. Tech. 2007. V. 33. - P. 157 - 166.

     144. Berger G.R., Gruber D. P., Friesenbichler W., Teichert C., Burgsteiner M. Replication of stochastic and geometric micro structures – Aspects of visual appearance // Int. Polymer Process. 2011. V. 26, № 3. - P. 313 - 322.

     145. Yao D., Kim B. Injection molding high aspect ratio microfeatures // J. Inj. Mold. Tech. 2002. V. 6, № 1. - P. 11 - 17.

     146. Liou A.C., Chen R.H., Huang C.K., Su C.H., Tsai P.Y. Development of a heat-generable mold insert and its application to the injection molding of microstructures // Microelectronic Eng. 2014. V. 117. - P. 41 - 47.

     147. Lu Z., Zhang K.F. Crystal distribution and molecule orientation of micro injection molded polypropylene microstructured parts // Polymer Eng. Sci. 2009. V. 49, № 8. - P. 1661 - 1665.

     148. Sorgato M., Babenko M., Lucchetta G., Whiteside B. Investigation of the influence of vacuum venting on mould surface temperature in micro injection moulding // Int. J. Adv. Manuf. Tech. 2017. V. 88. - P. 547 – 555.

     149. Liou G.L., Young W.B. The filling behavior of reinforcing glass fiber in micro injection molding // Int. Polym. Process. 2010. V. 25. - P. 264 – 269.

     150. Пантелеев А.П., Шевцов Ю.М., Горячев И.А. Справочник по проектированию оснастки для переработки пластмасс. - М.: Машиностроение, 1986. - 400 с.

     151. Geminger T., Jarka S. Injection molding of multimaterial systems // Specialized injection molding techniques / Ed. by. H.-P. Heim. Elsevier Inc., 2015. - P. 165 - 210.

     152. Pantani R., Titomanlio G. Analysis of shrinkage development of injection moulded PS samples // Int. Polym. Process. 1999. V. 14, № 2. - P. 183 -190.

     153. Hiroyuki K., Kiyohito K. Structural failure of a plastic part injection-molded with a metal reinforcement // Seikei-Kakou. 1993. V. 5, №   12. - P. 881 - 889.

     154. Outsert molding with Hostaform. Hoechst AG, 1996. - 24 p.

     155. Koch B., Knoezinger G., Pleschke T., Wolf H.J. Hybryd-Frontend als Strukturbauteil // Kunstst. 1999, V. 89, № 3. S. 82-86.

     156. Leaversuch R. Plastic-metal hybrids make headway on and off the road // Plast. Tech. 2003. № 12.

     157. Grujicic M., Sellappan V., Omar M.A., Seyr N., Obieglo A., Erdmann M., Holzleit-ner J. An overview of the polymer-to-metal direct-adhesion hybrid technologies for load-bearing automotive components // J. Mater. Process. Tech. 2008. V. 197. - P. 363 - 373.

     158. Malnati P. What’s new in automotive front-end modules? // Comp. Tech. 2008. V. 14. Dec. - - P. 31.

     159. Menges G., Michaeli W., Mohren P. How  to make injection  molds. 3 rd edition. Hanser, 2001. - 612 p.

     160. Love J.C., Goodship V. In-mould decoration of plastics (Rapra Review Report. V. 146) Rapra Technology Ltd., 2002. - 122 p.

     161. Chen S.-C., Li H.-M., Huang S.-T., Wang Y.-C. Effect of decoration film on mold sur-face temperature during in-mold decoration injection molding process // Int. Comm. Heat Mass Tran. 2010. V. 37. - P. 501 - 505.

     162. Oh H.J., Song Y.S., Lee S.H., Youn J.R. Development of warpage and residual stresses in film insert molded parts // Polymer Eng. Sci. 2009. V. 49. - P. 1389 - 1399.

     163. Lin Y.-H., Chen H.-L., Chen S.-C., Lin Y.-C. Effect of asymmetric cooling system on in-mold roller injection molded part warpage // Int. Comm. Heat Mass Tran. 2015. V. 61. - P. 111–117.

     164. Chen H.-L., Chen S.-C., Liao W.-H., Chien R.-D., Lin Y.-T. Effects of insert film on asymmetric mold temperature and associated part warpage during in-mold decoration injection molding of PP parts // Int. Comm. Heat Mass Tran. 2013. V. 41. - P. 34 – 40.

      165. Kim S.Y., Lee J.T., Kim J.Y., Youn J.R. Effects of film and substrate dimensions on warpage of film insert molded parts // Polymer Eng. Sci. 2010. V. 50, № 6. - P. 1205 - 1213.

     166. Kim S.Y., Lee S.H., Youn J.R. Warpage of film insert molded parts and optimum processing conditions // Int. Polymer Process. 2010. V. 25, № 2. - P. 109 - 117.

     167. Venkataswamy K., Varma R., Ripple W. Overmolding of TPEs: engineered solutions for consumer product differentiation // Rubber World. 2002. Dec. - P. 27 - 32.

     168. Goodship V., Love J.C. Multi-material injection moulding (Rapra Review Report. V. 145). Rapra Technology Ltd., 2002. - 116 p.

     169. Гончаренко В.А., Михасенок О.Я. Оборудование и оснастка для многокомпонентного литья // Полим. матер. 2007. № 4. - С. 6 - 20.

     170. Дувидзон В.Г. Выбор  инженерных решений с учетом особенностей литьевых машин для двухкомпонентного литья термопластичных материалов. Презентация доклада на семинаре «Литье пластмасс под давлением: литьевые материалы, оснастка, оборудование, технология, инженерные расчеты». Москва. 25 апреля 2017. – 33 с.

     171. Michaeli W., Cramer A., Florez L. Processes and process analysis of foam injection molding with physical blowing agents // Polymeric foams: technology and developments in regulation, process, and products / Ed. by S.-T. Lee, D.P.K. Scholz. CRC Press (Taylor & Francis Group), 2009. - P. 101 - 142.

     172. Rohleder M., Jakob F. Foam injection molding // Specialized injection molding techniques / Ed. by H.-P. Heim. William Andrew, 2015. - P. 53 - 106.

     173. Wang G., Zhao G., Wang J., Zhang L. Research on formation mechanisms and control of external and inner bubble morphology in microcellular injection molding // Polymer Eng. Sci. 2015. V. 55. - P. 807 – 835.

     174. Zhang L., Zhao G.Q., Dong G.W., Li S., Wang G.L. Bubble morphological evolution and surface defect formation mechanism in the microcellular foam injection molding process // RSC Adv. 2015. V. 5. - P. 70032 – 70050.

     175. Zhang L., Zhao G., Wang G., Dong G., Wu H. Investigation on bubble morphological evolution and plastic part surface quality of microcellular injection molding process based on a multiphase-solid coupled heat transfer model // Int. J. Heat Mass Tran. 2017. V. 104. - P. 1246 - 1258.

     176. Turng L.-S., Kharbas H. Development of a hybrid solid-microcellular co-injection molding process // Int. Polymer Process. 2004. V. 19, № 1. - P. 77 - 86.

     177. Heck R.L. A review of commercially used chemical foaming agents for thermoplastic foams // J. Vinyl Add. Tech. 1998. V. 4, № 2. - P. 113 – 116.

     178. Plastics additives / Ed. by G. Pritchard. Chapman & Hall, 1998. - 633 p.

     179. Eaves D. Polymer foams – Trends in use and technology: A Rapra industry analysis report. Rapra Technologies, 2001. - 146 p.

     180. Flick E.W. Plastics additives: An industrial guide. 3 rd edition. V. 1-3. Noyes Publications, William Andrew Publishing LLC. V. 1. 2001. - 293 p.

     181. Murphy J. Additives for plastics handbook. 2 nd edition. Elsevier, 2001. - 469 p.

     182. Vachon C. Research on alternative blowing agents // Thermoplastic foam processing: Principles and development / Ed. By R. Gendron. CRC Press, 2005. - С. 141 – 194.

     183. Polymeric foams: Technology and development in regulation, process, and products / Ed. by S.-T. Lee, D. Scholz. CRC Press (Taylor & Francis Group), 2009. - 307 p.

     184. Tolinsky M. Additives for polyolefins: Getting the most out of polypropylene, polyethylene and TPO. Plastics Design Library, 2009. - 278 p.

     185. Fink J.K. A concise introduction to additives for thermoplastic  polymers. Scrivener Publishing, John Wiley & Sons, 2010. - 268 p.

     186. Пат. США 4657152. Carveth P., Stone A., White A. Thermoplastic foam fitment. 1987.

187. Барвинский И.А. Литье термопластичных материалов с газом. 2008. http://www.barvinsky.ru/articles/art_a002_gas.htm

     188. Lui S.-J. Gas assisted injection molding // Injection molding: Technology and fundamentals / Ed. by M.R. Kamal, A. Isayev, S.-J. Liu. – Munich, Cincinnati: Hanser, 2009. - P. 195 - 222.

     189. Carrillo A.J., Isayev A.I., Shin J.W. Birefringence distribution in gas assisted tubular injection molding // 64 th SPE ANTEC Tech. Papers. 2006. - P. 1163 - 1167.

     190. Carrillo A.J., Isayev A.I. Birefringence distribution in gas-assisted tubular injection moldings: Simulation and experiment // 65 th SPE ANTEC Tech. Papers. 2007. - P. 2465 - 2469.

     191. Carrillo-Ojeda A. Residual stresses and birefringence in gas-assisted injection molding of amorphous polymers: Simulation and experiment. PhD Dissertation. The University of Akron, 2008. – 430 p.

     192. Carrillo A.J., Isayev A.I. Birefringence in gas-assisted tubular injection moldings: simu-lation and experiment // Polymer Eng. Sci. 2009. V. 49, № 12. - P. 2350 - 2373.

     193. Chen S.C., Hsu K.F., Hsu K.S. Analysis and experimental study of gas penetration in a gas-assisted injection-molded spiral tube // J. Appl. Polymer Sci. 1995. V. 58. - P. 793 - 799.

     194. Chen S.-C., Hu S.-Y., Chien R.D., Huang J.-S. Integrated simulations of structural performance, molding process, and warpage for gas-assisted injection-molded parts. I. Analysis of part structural performance // J. Appl. Polymer Sci. 1998. V. 68. - P. - 417 – 428.

     195. Yang S.-Y., Lin C.-T., Chang J.-H. Secondary gas penetrations in ribs during full-shot gas-assisted injection molding // Adv. Polymer Tech. 2003. V. 22. - P. 225 – 237.

     196. Process engineering alternatives and process section. Bayer AG., 2002. - 31 p.

     197. Lin K.-Y., Liu S.-J. The influence of processing parameters on fingering formation in fluid-assisted injection-molded disks // Polymer Eng. Sci. 2009. V. 49. - P. 2257 - 2263.

     198. Van Hoye W., Callewaert K., Hick R., Vermeersch R., Beeckman E., Emmerechts C., Casteleyn E. Fabrication of thin cavities with gas assisted injection molding: Experiments and simulations // PMI. 2005. - P. 1 - 7.

     199. Wadhwa R.R., Kim B.H. Experimental results of low thermal inertia molding. I. Length of filling // Polym. Plast. Tech. Eng. 1988. V. 27, № 4. - P. 509 - 518.

     200. May A. Thermal cycling of injection molds boosts surface quality // Plast. Tech. 2008. May. - P. 78 - 81.

     201. Xiao C.-L., Huang H.-X. Development of a rapid thermal cycling molding with electric heating and water impingement cooling for injection molding applications // Appl. Therm. Eng. 2014. V. 73. - P. 710 - 720.

     202. Lucchetta G., Fiorotto M. Influence of rapid mould temperature variation on the appearance of injection-moulded parts // Strojniski vestnik - J. Mech. Eng. 2013. V. 59, № 11. - P. - 683 - 688.

     203. Li X., Zhao G., Guan Y., Li H. Research on thermal stress, deformation, and fatigue lifetime of the rapid heating cycle injection mold // Int. J. Adv. Manuf. Tech. 2009. V. 45. - P. 261 – 275.

     204. Wang G., Zhao G., Guan Y. Research on optimum heating system design for rapid thermal response mold with electric heating based on response surface methodology and particle swarm optimization // J. Appl. Polym.Sci. 2011. V. 119. - P. 902 – 921.

     205. А.с. 286201. Калинчев Э.Л., Островский А.М., Марам Е.И., Серенков В.И. Способ литья толстостенных изделий из термопластов. 1970.

     206. А.с. 286200. Калинчев Э.Л., Островский А.М., Марам Е.И., Серенков В.И. Форма для литья толстостенных изделий. 1970.

     207. Калинчев Э.Л., Островский А.М. Инжекционное прессование толстостенных изделий // Пласт. массы. 1971. № 11. - С. 30 - 33.

     208. Калинчев Э.Л., Островский А.М. Влияние процессов инжекционного формования на качество изделий // Пласт. массы. 1972. № 9. - С. 14 - 16.

     209. Техника переработки пластмасс / Под ред. Н.И. Басова и В. Броя. - М.: Химия, 1985. - 528 с.

     210. Turng L.-S. Special and emerging injection molding processes // J. Inj. Mold. Tech. 2001. V. 5, № 3. - P. 160 - 179.

     211. Cao W., Min Z., Zhang S., Wang T., Jiang J., Li H., Wang Y., Shen C. Numerical simulation for flow-induced stress in injection/compression molding // Polymer Eng. Sci. 2016. V. 56. - P. 287 - 298.

     212. Yang S.Y., Nien L. Experimental study on injection compression molding of cylindrical parts // Adv. Polymer Tech. 1996. V. 15, № 3. - P. 205 - 213.

     213. Huang H.-X., Li K., Li S. Injection-compression molded part shrinkage uniformity comparison between semicrystalline and amorphous plastics // Polymer Plast. Tech. Eng. 2009. V. 48. - P. 64 - 68.

     214. Guan W.-S., Huang H.-X. Back melt flow in injection–compression molding: Effect on part thickness distribution // Int. Comm. Heat Mass Tran. 2012. V. 39, № 6. - P. 792 - 797.

     215. Kamata S., Kudo M., Moritoki H., Koyama K. Crystallization control using injection compression molding. Part II. Crystallization control of poly(ethylene terephthalate) // Seikei-Kakou. 2000. V. 12, № 6. - P. 332 - 339.

     216. Kamata S., Kudo M., Moritoki H., Koyama K. Crystallization control using injection compression molding. Part I. Crystallization control of polypropylene // Seikei-Kakou. 1999. V. 11, № 10. - P. 856 - 864.

     217. Yang C., Huang H.-X., Li K. Investigation of fiber orientation states in injection-compression molded short-fiber-reinforced thermoplastics // Polymer Compos. 2010. V. 31, № 11. - P. 1899 - 1908.

     218. Chen S.C., Chen Y.C., Peng H.S., Huang L.-T. Simulation of injection-compression-molding process, Part 3: Effect of process conditions on part birefringence // Adv. Polym. Tech. 2002. V. 21, № 3. - P. 177 - 187.

     219. Allan P.S., Bevis M.J. Multiple live-feed injection moulding // Plast. Rubb. Proc. Appl. 1987. V. 7. - P. 3 - 10.

     220. Kalay G., Bevis M.J. Processing and physical property relationships in injection moulded isotactic polypropylene 1. Mechanical Properties // J. Polymer Sci. Polymer Phys. 1997. V. B35. - P. 241 - 263.

     221. Ibar J.P. Control of polymer properties by melt vibration technology: A review // Polym. Eng. Sci. 1998. V. 38, № 1. - P. 1 - 20.

     222. Kikuchi A., Coulter J.P., Angstadt D.C. Polymer melt manipulation and in-process morphology control during molding processes: A review // J. Inj. Mold. Tech. 2002. V. 6, № 2. - P. 91 - 106.

     223. An F.-Z., Wang Z.-W., Hu J., Gao X.-Q., Shen K.-Z., Deng C. Morphology control technologies of polymeric materials during processing // Macromol. Mater. Eng. 2014. V. 299, № 4. - P. 400 - 423.

     224. Xie P., Miao L., Zhang P., Yang W. Simulation of micro-gear manufactured by differential injection molding based on Moldex 3D // Key Eng. Mater. 2012. V. 501. - P. 269 - 273.

     225. Huang C.-T., Yeh C.-H., Tseng S.-C. Geometrical effect and material selection in multi-component molding (MCM) development // 64 th SPE ANTEC Tech. Papers. 2006. - P. 1888 - 1892.

     226. Nguyen T.K., Hwang C.J., Lee B.-K. Numerical investigation of warpage in insert injection-molded lightweight hybrid products // Int. J. Prec. Eng. Manuf. 2017. V. 18, № 2. – P. 187 - 195.

     227. Chang R.-Y., Peng A.Y., Yang W.-H., Hsu D.C. Three-dimensional simulation of multi-shot sequential molding // 63 th SPE ANTEC Tech. Papers. 2005. - P. 47 - 50.

     228. Peng A.Y., Yang W.-H., Hsu D.C. Residual stress effects on multi-material injection-molded parts // 64 th SPE ANTEC Tech. Papers. 2006. V. 52. - P. 1915 - 1918.

     229. Huang C.-T., Chen M.-C., Yang W.-L., Chang K.-J., Tseng S.-C. Investigation on warpage and its behavior in sequential overmolding // 65 th SPE ANTEC Tech. Papers. 2007. - P. 761 - 765.

     230. Wei J., Chiu Y.-C., Lin C.-J., Wang H.-C., Chiu H.-S., Liu C.-Y. The investigation of warpage behavior by considering the process-induced property variation in sequential overmolding // 67 th SPE ANTEC Tech. Papers. 2009. - P. 714 - 717.

     231. Gomez-Monterde J., Schulte M., Ilijevic S., Hain J., Arencon D., Sanchez-Soto M., Maspoch M.L. Morphology and mechanical characterization of ABS foamed by microcellular injection molding // Procedia Eng. 2015. V. 132. - P. 15 - 22.

     232. Kosik M., Bilik J., Polakovic F. Mechanical benefits of gas assisted injection moulding application in design of structural parts // Mater. Sci. Forum. 2016. V. 862. - P. 182 - 191.

     233. Kawashima H., Shimbo M. Effect of control factors on injection foaming of amorphous and crystalline resins // Seikei-Kakou. 2004. V. 16, № 11. - P. 735 - 440.

     234. Predictive engineering tools for injection-molded long carbon fiber thermoplastic composites – Oak Ridge National Laboratory // Lighweight materials 2016 annual report. U.S. Department of Energy. 2017. - P. 125 – 143.

     235. Барвинский И.А. Типичные ошибки при инженерных расчетах литья термопластов под давлением. II Международная конференция «Идеи. Дизайн. Изделия», Москва, 16 июня 2016 г. Препринт. - 5 с.

     236. Барвинский И.А. Экспертиза инженерных расчетов литья термопластов под давлением // Pro  Plastic. Полимерные технологии. 2018. № 2 (апрель). - С. 22-29.

     237. Барвинский И., Барвинская И. Анализ причин брака при литье термопластов под давлением.   Практ. семинар «Литье термопластов под давлением: экономическая эффективность и качество». Москва. 24 октября 2012. Препринт. - 11 с.

     238. Mandelkern L. Crystallization of polymers. 2 nd edition. Cambridge University Press, 2002-2004. V. 1. - 433 p.; V. 2. - 467 p.

Перепечатка публикаций сайта допускается только с 
разрешения авторов