,                                  (2)

где Q – расход (объемная скорость течения), r – радиус канала.
     Скорость диссипативного тепловыделения (q) при сдвиговом течении жидкости выражается формулой:

                                                                                                                                          (3)

 
     Изменение скорости впрыска позволяет регулировать диссипативное тепловыделение в расплаве (в том числе в литниковых каналах холодноканальной и горячеканальной системы) и, таким образом, влиять на температуру расплава. Недостаточное тепловыделение при малой скорости впрыска приводит к охлаждению расплава и связанным с этим проблемам (недолив и пр.). Избыточное тепловыделение при высокой скорости впрыска вызывает перегрев, и может быть причиной термоокислительной деструкции полимерного материала (см. ниже).
     Большая часть литьевых ТЭП имеет повышенную или высокую эффективную вязкость в диапазоне скоростей сдвига 10 - 1000 1/с, сравнимую с эффективной вязкостью термопластов, содержащих неорганические наполнители. Высокой эффективной вязкостью обладают, в частности, TPV, TPU, TPO и PEBA.
     Для TPV эффективная вязкость значительно снижается при увеличении размеров частиц вулканизированного каучука, их содержания и степени сшивания, но при этом существенно ухудшаются эксплуатационные характеристики материала [17].
     SEBS имеет очень высокую вязкость, что объясняется высокой несовместимостью стирольных и этилен-бутиленовых блоков [19]. В литьевых композициях SEBS, которые делаются на основе смеси SEBS с PP, высокая вязкость наблюдается при твердости по Шору более 60 единиц по шкале А. При твердости по Шору ниже 50 единиц по шкале А вязкость литьевых материалов на основе SEBS существенно снижается [21] за счет повышенного содержания смазки [22].
     Низкая эффективная вязкость для ТЭП при скоростях сдвига 10 - 10000 1/с является типичной для TPE-E [19], акриловых ТЭП на основе блок-сополимера н-бутилакрилата (PMMA-PnBA-PMMA) [23].
     Эффективная вязкость расплавов литьевых термопластов уменьшается при повышении скорости сдвига и температуры, но увеличивается при повышении давления [24-25].
     Литьевые ТЭП демонстрируют псевдопластичное поведение (уменьшение эффективной вязкости при увеличении скорости сдвига) с очень широкой областью так называемой аномалии вязкости (отклонения от ньютоновской вязкости) [15]. При литье термопластов под давлением повышение эффективной вязкости для определенной температуры расплава увеличивает потери давления на стадии впрыска и затрудняет уплотнение расплава в оформляющей полости при подпитке (необходимо учитывать, что впрыск осуществляется при высоких скоростях сдвига, а подпитка - при низких).
     Как и для других термопластов, ТЭП могут иметь сильную или слабую зависимость эффективной вязкости от температуры.
      Для материалов с сильной зависимостью вязкости от температуры увеличение температуры расплава (при достаточной термостабильности) позволяет существенно снизить потери давления при впрыске.
     Эффективная вязкость «чистого» SEBS мало зависит от температуры [26], однако характер зависимости эффективной вязкости от температуры для литьевых композиций SEBS (слабая или сильная зависимость) изменяется от марки к марке. Более сильная зависимость эффективной вязкости от температуры проявляется для SBS (рис. 1, а).
     Для TPV на основе EPDM + PP обычно наблюдается крайне слабая зависимость эффективной вязкости от температуры (рис. 1, б) [27], хотя отдельные марки могут быть исключениями.
     Сильная зависимость эффективной вязкости от температуры характерна большей частью для TPE-E (рис. 1, в), TPU (см. рис. 1, г) [19, 25], TPV на основе динамически вулканизованного акрилатного каучука в матрице из полиамида 6 (ACM + PA6). Для TPU повышение температуры на 10 ^оС приводит к повышению ПТР в 2 - 4 раза [25].
     Для материалов с сильной зависимостью эффективной вязкости от скорости сдвига можно существенно увеличить текучесть при повышении скорости сдвига. Для этого, в соответствии с формулой 2, можно либо уменьшить диаметр (толщину) литьевого канала, либо увеличить скорость впрыска. Слабая зависимость эффективной вязкости от температуры при высокой зависимости от скорости сдвига наблюдается для TECEA [28].
     Повышение скорости сдвига позволяет существенно снизить эффективную вязкость TPV, SBS, и SEBS [29].

Рис. 1. Зависимость эффективной вязкости ТЭП от скорости сдвига при трех температурах для марок SBS Asaflex 805, твердость по Шору 75 единиц по шкале D (а); TPV Sarlink 4139D, твердость по Шору 40 единиц по шкале D (б); TPE-E Keyflex BT-1163D, твердость по Шору 57 единиц по шкале D (в); TPU Desmopan 9095 AU, твердость по Шору 94 единицы по шкале А (г); температуры (указаны у кривых) соответствуют нижнему, рекомендуемому и верхнему значениям для диапазона переработки; из базы данных Moldex3D [4].

Продольная вязкость
   
     Расплавы термопластичных материалов обладают эластичными (упругими, вязкоупругими) свойствами, которые могут оказывать очень большое влияние на поведение материала при переработке [30]. В частности, повышение эластичности расплава ведет к повышению сопротивления и, соответственно, к увеличению потерь давления при течении в каналах с уменьшающимся поперечным сечением, поскольку в этих каналах наряду со сдвиговым течением происходит растяжение расплава. В литье термопластов под давлением к таким каналам относятся: канал сопла литьевой машины, переходы от первичных разводящих каналов к вторичным (если последние имеют меньшее поперечное сечение), а также переходы от разводящих к впускным каналам. При повышении эластичности расплава также увеличивается разбухание струи (см. ниже).

     Разбухание струи вызвано высвобождением упругой энергии, запасенной при течении вязкоупругой жидкости в канале [24]. Обзор работ, посвященных этому явлению, приводится в [37].
     Разбухание струи связывают с первой разностью нормальных напряжений, для установившегося изотермического течения и равновесного разбухания [31]:

                                                                     ,                            (5)

где D' - диаметр струи после выхода из канала; D - диаметр канала; N₁ - первая разность нормальных напряжений;  - максимальное напряжение сдвига.
     При высоком разбухании струи в оформляющей полости литьевой формы быстрее формируются новые фронты потоков сдвигового течения расплава [38]. Поэтому для термопластов с высоким разбуханием струи могут использоваться впускные каналы малого диаметра (толщины), если это не создает проблем уплотнения. При малом разбухания струи применение тонких впускных литниковых каналов увеличивает область "следов течения" на входе в оформляющую полость, а для впуска в торцевую часть струйное течение расплава может распространяться на большое расстояние [39-41]. Использование профиля скорости впрыска для устранения струйного заполнения и "следов течения" рассмотрено в работах [39, 42].

Термоокислительная деструкция, механодеструкция и сшивание

     Ошибки конструкции литниковой системы могут, наряду с другими факторами (технологический режим и пр.), во время пребывания расплава ТЭП в литниковых каналах способствовать протеканию химических реакций, продукты которых оказывают негативное влияние на поведение ТЭП при переработке, внешний вид готовых деталей и их эксплуатационные характеристики, а также вызывают загрязнение литьевой формы (образование налетов на оформляющей поверхности).
     К таким химическим реакциям относятся: деструкция (уменьшение ММ полимера), сшивание (увеличение ММ полимера), а также химические реакции добавок [56]. Они могут быть вызваны повышенным тепловыделением в расплаве, длительным пребыванием расплава при высокой температуре, напряжениями и высокой скоростью деформирования расплава.
     Особое значение при литье под давлением термоокислительной деструкции связано с трудностями контроля температуры и ее неравномерным распределением в дозе расплава (из-за диссипативного тепловыделения, низкой теплопроводности термопластов и др. факторов) [57].
     Термоокислительная деструкция протекает при высокой температуре в присутствии кислорода и является проблемой при переработке из расплава практически для всех термопластов [58].
     «Стойкость» термопластов, в том числе ТЭП, к термоокислительной деструкции в большой степени определяется рецептурой конкретной марки, в частности, видом и содержанием антиоксидантов и других стабилизаторов. Процесс окисления термопластов значительно ускоряется в присутствии соединений меди, железа, кобальта, марганца и пр., которые являются катализаторами этой реакции. Поэтому большое значение в рецептурах стабилизации играют деактиваторы металлов [59-60].
     Высокой «склонностью» к термоокислительной деструкции отличаются TPE-E (для марок с твердостью по Шору ниже 47 по шкале D [61]), SEBS (с твердостью по Шору ниже 65 единиц по шкале А) [62], EPTV, PEBA, TPV.
     Для TPU стойкость к термоокислительной деструкции сильно зависит от химической структуры материала: наименьшую стойкость к термоокислительной деструкции имеют TPU на основе простых полиэфиров (но они имеют высокую стойкость к гидролитической деструкции - деструкции под действием влаги), повышенную стойкость - TPU на основе сложных полиэфиров, но наибольшей стойкостью обладают так называемые алифатические TPU.
     Механодеструкция термопластов вызывает снижение ММ полимера и уменьшение ширины ММР для полидисперсных полимеров [63]. Механодеструкция является типичной проблемой при переработке TPU. Высокая опасность механодеструкции существует также при переработке TPE-E, PEBA, SEBS и SBS.
     Концепция ограничения высоких скоростей сдвига для предотвращения механодеструкции широко распространена в современной технологической литературе [10-12, 21, 61, 64-65] и практике инженерных расчетов. О механодеструкции под действием высоких напряжений сдвига при достижении критической скорости сдвига упомянуто в [63]. Однако, из-за отсутствия общепринятой методики экспериментального определения критической скорости сдвига, рекомендуемые значения предельной скорости сдвига, являются дискуссионными (это, в частности, отмечено в [10, 64]). Кроме того, имеются работы, опровергающие эту концепцию (например, [66]).
     В таблице 2 приведены критические значения скорости сдвига для ТЭП.

     При переработке термопластов процессы термоокислительной деструкции и механодеструкции действуют совместно, и каждый из этих процессов повышает негативное действие другого [58].

     Сшивание является конкурирующей химической реакцией по отношению к деструкции: в некоторых случаях доминирует деструкция, в других - сшивание.
     Реакция сшивания происходит в стирол-бутадиен-стирольном блок-сополимере (SBS) при высоких температурах из-за присутствия двойной связи в бутадиеновой группе [69]. В результате этой реакции появляется гелеобразная фракция [18, 21]. Стирол-этиленбутилен-стирольный блок-сополимер (SEBS) не содержит двойных связей, что приводит к большей термостабильности по сравнению с SBS.

Фазовое разделение

     Склонность к фазовому разделению характерна для ТЭП, содержащих большое количество смазки, к ним относятся, SEBS, SBS [70], а также TPV. Как правило, она повышается при снижении твердости марки, что связано повышением содержания смазки в литьевой композиции.
     Фазовое разделение (с выделением смазки в отдельную фазу) может происходить при повышенном тепловыделении в расплаве или высоких скоростях сдвига, которые возникают, в частности, в тонких впускных литниковых каналах. В результате на изделии появляются масляные пятна, ухудшающие его внешний вид.

     Как было отмечено выше, литьевые SEBS представляют собой композиции на основе смеси SEBS с PP. В качестве смазки применяют, в основном, парафиновое масло. Согласно [71], парафиновое масло присутствует в обеих фазах в расплаве такой смеси, но в фазе SEBS содержание масла выше, чем в фазе PP. В твердом состоянии содержание масла в фазе PP снижается [72].
     В TPV на основе EPDM + PP в расплавленном состоянии парафиновое масло присутствует в фазах вулканизированного EPDM и PP, по [71] в PP его содержание меньше.
     В работе [73] изучали распределение парафинового масла в фазах TPV на основе EPDM + PP разных составов, с разной ММ и полидисперсностью, в расплавленном и твердом состоянии. Было обнаружено (таблица 3), что распределение масла зависит от состава TPV: содержание масла в фазе PP уменьшается при увеличении полидисперсности. Для всех составов содержание масла в PP снижается при переходе от расплавленного к твердому состоянию, наибольшее снижение содержания масла наблюдается для TPV с пониженным содержанием каучука EPDM, а также на основе PP с низкой ММ (высокой текучестью).

Технологическая усадка, коробление, модуль упругости

 
     Усадочное поведение ТЭП отличается высокой сложностью, особенно для марок с низкой твердостью. Это относится к зависимости продольной и поперечной технологической усадки от толщины и параметров литья под давлением, а также к анизотропии технологической усадки.
     Литниковая система оказывает большое влияние на процесс подпитки и, тем самым, на характеристики напряжено-деформированного состояние отливки: технологическую усадку, коробление и остаточные напряжения.
     Как и у других термопластов средняя (между продольной и поперечной) технологическая усадка увеличивается при увеличении толщины стенки детали, т.к. при большей толщине сложнее обеспечить компенсацию объемной усадки, вызванной охлаждением полимерного материала в оформляющей полости [75]. Средняя технологическая усадка обычно повышается при снижении твердости литьевой композиции [76]. Зависимости от толщины стенки продольной и поперечной технологической усадки могут быть более сложными [77].
     При литье термопластов под давлением слишком низкая технологическая усадка затрудняет «извлекаемость» деталей и литников из литьевой формы. При отрицательной технологической усадке, которая является результатом избыточной подпитки, полимерные детали и литники "залипают" в литьевой форме, что ведет к остановке технологического процесса. "Залипание" из-за переуплотнения может происходить при переработке ТЭП с высокой твердостью. Для марок к низкой твердостью отрицательная технологическая усадка не является препятствием для извлечения детали и литника. Проблемы извлечения из формы для таких марок связаны с малым модулем упругости материала и высоким коэффициентом трения (см. ниже).
     Анизотропию технологической усадки целесообразно определять модулем разности продольной и поперечной усадки. Используемое в ГОСТ 18616-80 [114] определение анизотропии технологической усадки, как отношение поперечной усадки к продольной, не позволяет оценить проблемы точности) [77].
     Высокая анизотропия технологической усадки наблюдается у SEBS, TPV, TPU (для марок с низкой твердостью). При изучении технологической усадки стандартных образцов продольная усадка ТЭП чаще всего превышает поперечную [76, 78], но в некоторых случаях поперечная технологическая усадка превышает продольную [79]. Для реальных деталей продольная технологическая усадка может быть больше или меньше поперечной в зависимости от толщины стенки и прочих особенностей конструкции, а также режима литья под давлением.
     Низкая анизотропия технологической усадки характерна для SBS, TPU (для марок с высокой твердостью).
     Модуль упругости, наряду с другими механическими характеристиками твердых полимерных материалов, традиционно относят к эксплуатационных свойствам, однако модуль упругости также оказывает значительное влияние на поведение термопластов при переработке (это отмечено, в частности, в [1]). В общем случае необходимо рассматривать зависимость модуля упругости от температуры в диапазоне от комнатной температуры до температуры застывания. Из-за низкого модуля упругости ТЭП имеют повышенную «склонность» к короблению, в том числе с потерей устойчивости.
     Модули упругости ТЭТ изменяются в широком диапазоне. Для марок с низкой твердостью и, соответственно, низким модулем упругости характерны проблемы при выталкивании из-за «срывов» с зацепов (подробнее см. ниже).

Коэффициент трения

     Увеличение коэффициента трения ТЭП в твердом состоянии по металлу ухудшает «извлекаемость» детали и литника из литьевой формы. Слишком высокий коэффициент трения является серьезным препятствием для переработки материала литьем под давлением. Например, редко перерабатывается литьем под давлением ненаполненный SIS, имеющий крайне высокие значения коэффициента трения в сочетании с очень низким модулем упругости: детали и литники в этом случае невозможно извлечь из литьевой формы.

     Коэффициенты трения ТЭП по стали приведены в таблице 4.

     Коэффициент трения увеличивается при снижении твердости TPU [80]. Очень высокий коэффициент трения по стали (более 1) характерен для TPV (с твердостью по Шору менее 60 единиц по шкале А), ненаполненных TPO, SEBS, SBS, TECEA [81]. Низким коэффициентом трения обладают полиамидные ТЭП (PEBA) [19], особенно при высокой твердости [82].

Холодноканальные литниковые системы для ТЭП

Центральный и разводящие литниковые каналы

     Для TPE-E литьевой уклон центрального литникового канала делают (по рекомендациям [86]) – не менее 1,5 ^о, согласно [61] - не менее 2,5^о на сторону. Для TPV минимальный уклон центрального литникового канала составляет 2,5% на сторону [68]. Для материалов с высоким коэффициентом трения по стали (EPTV, TPU и пр.) используют повышенный литьевой уклон (более 3^о или даже более 6^о на сторону) и укороченный центральный литниковый канал [79-80, 87-89].

     Диаметр тонкой части центрального литникового каналы делается большим (обычно на 0,5 - 1,5 мм), чем внутренний диаметр на выходе из сопла литьевой машины [11, 68]. Диаметр центрального литникового канала в толстой части обычно определяет время охлаждения литника и, соответственно, время литьевого цикла. Обычно для термопластов извлечение центрального литника может происходить до его полного застывания, что позволяет уменьшить время цикла, однако для ТЭП (особенно с высоким коэффициентом трения) в этом случае велика опасность отрыва части центрального литника и остановки литьевого процесса. Поэтому время цикла для ТЭП рассчитывают, исходя из необходимости полного охлаждения "толстой" части центрального литника.

     В литниковой системе, в частности, на переходе от центрального литникового канала к разводящим каналам не должно быть "полостей" с высокой толщиной, которые создают условия для "задержки" потока расплава перед входом фронта потока в каналы меньшего диаметра (толщины). "Задержка" фронта потока расплава в литниковой системе негативно влияет на заполнение оформляющей полости и уплотнение детали.

     Длина разводящих литниковых каналов должна быть по возможности минимальной (с учетом требуемого количества гнезд и пр. факторов), т.к. увеличение длины каналов приводит к нежелательному повышению потерь давления в литниковой системе при впрыске, затрудняет уплотнение и повышает объем вторичной переработки.

     Тип и размеры поперечного сечения разводящих литниковых каналов выбирают с учетом их влияния на процессы заполнения оформляющей полости расплавом, уплотнения полимерного материала в оформляющей полости, охлаждения литниковой системы, напряженно-деформированное состояние отливки, "извлекаемость" из литьевой формы, экономических факторов.
     При одинаковой площади поперечного сечения каналов канал круглого сечения имеет наименьшую площадь охлаждения, что положительно влияет на заполнение и уплотнение. При круглом поперечном сечении также облегчается извлечение литника из формы. Недостатком круглого поперечного сечения является то, что такие литниковые каналы изготавливают при обработке двух плит. Поперечное сечение каналов в виде круга, скругленной трапеции или трапеции рекомендуется для TPV, TPU, TPE-E [61, 68, 86, 88-80, 91]. В [92] допускается применение для TPV разводящих литниковых каналов прямоугольного поперечного сечения с предупреждением, что такие каналы менее эффективны.

     Для материалов с высокой эффективной вязкостью для достижения приемлемых потерь давления используют центральный и разводящие литниковые каналы увеличенного диаметра (толщины). Например, для TPU рекомендуется увеличить диаметр (толщину) каналов на 25-50% по сравнению с другими термопластами [89]. В [91] для TPU рекомендуется применять разводящие каналы диаметром (толщиной) 6-10 мм.

      Тонкие разводящие каналы с диаметром (толщиной), меньшей, чем толщина стенки детали, применяются для ТЭП с малой зависимостью вязкости от температуры, поскольку в таких каналах обеспечивается снижение вязкости расплава за счет повышения скорости сдвига. Однако, их не следует использовать в тех случаях, когда существует опасность термоокислительной деструкции, механодеструкции, фазового разделения (для марок с низкой твердостью) или необходимо хорошее уплотнение.

     Требование сбалансированности литниковой системы обычно обеспечивается конструкцией разводящих литниковых каналов (о недостатках балансировки впускных каналов см. [93-94]). Понятие «сбалансированного заполнения» связывают с выполнением трех условий.

     Первым условием сбалансированности является одновременное окончание заполнения гнезд для многогнездных литьевых форм или областей оформляющей полости при нескольких впусках в оформляющую полость. Это условие соответствует требованию одинаковых потерь давления расплава в системе «литниковые каналы + оформляющая полость» на стадии впрыска. Для выполнения этого условия либо применяют «геометрически» сбалансированные системы с одинаковыми длинами и размерами поперечного сечения соответствующих литниковых каналов, либо проводят так называемую балансировку литниковых каналов, увеличивая размеры поперечного сечения каналов для длинных «ветвей» или уменьшая – для коротких "ветвей" [95]. При этом необходимо учитывать, что слишком тонкие разводящие каналы затрудняют уплотнение, а также то, что практически любая балансировка снижает устойчивость процесса и повышает неравномерность уплотнения деталей, получаемых в разных гнездах литьевой формы [93].

     Второе условие сбалансированности предполагает одновременное прохождение фронтами расплава впускных литниковых каналов, в противном случае сложно использовать профиль скорости впрыска при настройке процесса заполнения [42].

     Третьим условием сбалансированности является одинаковая температура расплава, поступающего в разные гнезда многогнездных литьевых форм. Как показали исследования, «геометрическая» балансировка (равенство длин и поперечного сечения соответствующих литниковых каналов) еще не является гарантией сбалансированности литниковой системы [10, 64, 96]. Негативное влияние на сбалансированность могут оказывать нестационарные явления, которые возникают при течении расплава в разветвляющихся каналах. Эти явления могут приводить к существенным различиям в температуре расплава, поступающего в разные гнезда литьевой формы. Особенно большое влияние на неравномерность температуры расплава оказывают «последовательные» разветвления каналов при малой расстоянии между разветвлениями. Для уменьшения или полного устранения проблемы применяют конструкции «Melt Flipper», обеспечивающие поворот потока на 90^о относительно оси канала между разветвлениями каналов [10].

     Балансировка литниковых каналов с учетом всех условий, в том числе негативного влияния разветвлений каналов на температуру расплава, выполняется в Moldex3D [5].

     Для предотвращения попадания в оформляющую полость «холодной капли», которая образуется из-за застывания полимерного материала на выходе из сопла при его отводе, в литниковой системе должны быть предусмотрены «ловушки» [10, 97]. Одной из таких «ловушек» обычно является зацеп центрального литника. «Ловушки» «холодной капли» в разводящих литниковых каналах представляют собой тупиковые участки каналов длиной от 1,5D до 2D, где D - диаметр (толщина) канала [21].
     Зацепы центрального и разводящих литников используют для того, чтобы при раскрытии формы литник «остался» в подвижной части. Для ТЭП с низкой твердостью применяют конструкции зацепов с несколькими поднутрениями и большой площадью контакта, например, зацепы типа «елка» [21, 26]. При конструировании зацепов необходимо следить за тем, чтобы не происходило сужений каналов (они приводят к недоуплотнению детали) и существенного увеличения толщины, поскольку это может вызвать "задержку" фронта потока расплава и увеличить время охлаждения литника.

), должен составлять:
   
                                                                                    ,                                                   (6)
    

где D₂ - диаметр канала после разветвления.

     Условие постоянства линейной скорости течения расплава применительно к литниковой системе является избыточным, что отмечено в [98]. Например, при течении в центральном литниковом канале происходит значительное увеличение площади поперечного сечения из-за конусности, при этом линейная скорость течения расплава существенно падает от тонкой части центрального канала к толстой, не вызывая проблем. В тоже время, уменьшение диаметра (толщины) разводящего канала после разветвления повышает общие потери давления на стадии впрыска.

     Задание диаметра (толщины) разводящих каналов проводится с учетом диссипативного тепловыделения в расплаве. Уменьшение диаметра (толщины) позволяет "подогреть» расплав в холодноканальной литниковой системе (если такая задача ставится), что может быть реализовано в том числе при одинаковом диаметре (толщине) разводящих литниковых каналов до и после разветвлений. Уменьшение объема разводящих литниковых каналов  является желательным, если это не оказывает негативного влияния на качество получаемых деталей.

     Учет влияния размеров поперечного сечения и длины каналов, а также других факторов на диссипативное тепловыделение в расплаве и потери давления можно сделать при математическом моделировании литьевого процесса в Moldex3D [4].

 

 

Впускные литниковые каналы

 

     При переработке ТЭП литьем под давлением в общем применяются те же типы впускных литниковых каналов, как и для других термопластов. Выбор того или иного типа впускного канала и размеров его поперечного сечения зависит от конструкции полимерной детали и технологических свойств литьевой композиции.
     Конструкция впускных литниковых каналов, а также области перехода от разводящего канала к впускному оказывает очень большое влияние на процессы заполнения и уплотнения в оформляющей полости.
     Переходы от разводящих каналов к впускным должны быть короткими, поскольку длинные переходы снижают разбухание струи и затрудняют уплотнение детали.
     Непосредственный переход к впускному каналу должен быть сглажен, поскольку неслаженный угол в этом месте, являющийся концентратором напряжений, приводит к отрыву застывшего поверхностного слоя во впускном канале при нарастании напряжения сдвига за фронтом потока, что способствует увеличению области струйного течения в оформляющей полости. При круглых разводящих каналах наилучшим является расположение впускного канала по линии центра разводящего канала [8].
     Толщина впускных каналов выбирается с учетом ее влияния на «перестройку» течения при входе фронта потока расплава в оформляющую полость, процессы термоокислительной и механодеструкции, уплотнение и возможность автоматического отрыва (в соответствующих конструкциях).

     При средней толщине детали впуск через центральный литниковый канал (sprue gate, direct gate) обеспечивает меньшие потери давления и в общем улучшает уплотнение, однако его не рекомендуется использовать для ТЭП с высокой анизотропией усадки из-за обширной области радиального заполнения, а также для ТЭП с низкой твердостью из-за проблем обрезки литника.

     Для впуска через центральный канал стадии уплотнение обычно заканчивается при застывании тонкой части центрального канала. При заполнении через центральный литниковый канал существует опасность обратного течения [10] из области впуска в литниковую систему, что приводит к недоуплотнению области впуска с появлением утяжины или внутренней усадочной полости (пузыря). При центральном литниковом канале струя существует на относительно коротком участке течения (от входа в оформляющую полость до стенки формы). Однако, при повышенной толщине детали и большом диаметре центрального канала на входе в оформляющую полость «перестройка» течения может охватывать существенную область вблизи впуска с появлением на детали «следов течения» [41].
     Впускные литниковые каналы других типов являются самым тонким местом литниковой системы, соответственно в них возникают наибольшие скорости сдвига и высокое тепловыделение в расплаве на стадии впрыска. Для ТЭП, «склонных» к термоокислительной деструкции и механодеструкции, а также к фазовому разделению (марки с низкой твердостью), не рекомендуется использовать тонкие впускные каналы.
     Кроме того, для всех типов впускных каналов, кроме впуска через центральный литниковый канал, диаметр (толщина) впускного канала или тонкой части туннельного канала обычно определяет длительность стадии уплотнения (время до отключения оформляющей полости от материального цилиндра). При некоторых вариантах конструкции литьевой детали и литниковой системы отключение полости происходит при застывание области вблизи впуска [75].

     При малой толщине впускных каналов возникает недоуплотнение удаленных от впуска и толстостенных областей, при этом для ТЭП обычно появляются утяжины, но в некоторых случаях могут возникать внутренние усадочные полости (пузыри) или пористая структура внутренних областей отливки. При существенном недоуплотнении всей детали или ее обширной области может появляться волнистая поверхность. Результатом недоуплотнения также является снижение качества спаев [75].
     Как было отмечено выше, длинные впускные литниковые каналы снижают разбухание струи, увеличивая область струйного течения [99], негативно влияют на уплотнение, а также создают проблемы при автоматическом отрыве литника (для ТЭП с малой твердостью).

     В таблице 5 приведены рекомендуемые изготовителями материалов значения диаметра (толщины) и длины впускных литниковых каналов разных типов. С учетом низкого значения разбухания струи, опасности термоокислительной деструкции, механодеструкции и фазового разделения (см. выше) и проблем уплотнения некоторые значения диаметра (толщины) в этих рекомендациях явно занижены.

     Точечный впуск (pin gate, pinpoint gate) приводит к повышенному тепловыделению в расплаве, вызванному диссипацией при сдвиговом течении. Хотя точечный впуск затрудняет «перестройку" течения на входе в оформляющую в полость из-за малого диаметра впускного канала, образующаяся струя и сопутствующие ей «следы течения» обычно существуют только в области впуска. Точечный впуск создает проблемы при переработке материалов с высокой анизотропией технологической усадки (негативное влияние анизотропии технологической усадки в некоторых случаях можно устранить, используя несколько впусков), высокой «склонностью» к термоокислительной деструкции и механодеструкции, фазовому разделению, а также при повышенных требованиях к уплотнению детали.

     Отрыв точечного литника при раскрытии формы может быть проблематичным для ТЭП с низкой твердостью (и соответственно высоким относительным удлинением), если он все же используется, рекомендуется его делать предельно коротким [70]. Отрыв точечного литника при малой твердости ТЭП может вызывать появление «дырки» в детали, если его диаметр превышает 25% от толщины детали [70].
     Точеные впуски являются типовым решением для TECEA, поскольку материал является аморфным, и не требует улучшенного уплотнения [28]. Для других ТЭП точечные впуски используют для небольших деталей [86, 91] с учетом негативного влияния указанных выше факторов (анизотропии технологической усадки, и пр.).

     Торцевые (боковые) впускные литниковые каналы (side gate) относятся к типовым конструкторским решениям при переработке большей части термопластов, в том числе и ТЭП [100]. Недостатком торцевых каналов являются проблемы «перестройки» течения на входе в оформляющую полость (с возникновением струйного течения и следов течения) при заниженной толщине впускного канала. Увеличение толщины впускного канала "облегчает" "перестройку" течения, снижает опасность струйного течения и "следов течения" вблизи впуска и улучшает уплотнение. При слишком большой толщине впускного канала, когда его толщина превышает диаметр тонкой части центрального канала (при литье толстостенных деталей), может возникать обратное течение расплава из оформляющей полости в литниковую систему, которое приводит к недоуплотнению области впуска. Кроме того, толстые впускные литники сложно отрезать, особенно для ТЭП с твердостью менее 50 единиц по шкале А [61].
     «Перестройка» течения упрощается при использовании накладного торцевого литникового канала (leg gate), который снижает опасность возникновения струйного течения при адекватной толщине канала. Для материалов с высокой «склонностью» к струйному течению (с низким коэффициентом разбухания струи) часто применяют впуск  в прилив (tab gate).

     При переработке ТЭП распространен веерный впускной литниковый канал (fan gate), обеспечивающий более широкой фронт потока расплава в начальной фазе заполнения оформляющей полости. Это повышает равномерность макромолекулярной ориентации, «облегчает» "перестройку" течения на входе в оформляющую полость и снижает опасность возникновения струйного течения. Веерные впускные литниковые каналы рекомендуются, в частности, для иономеров [100].

      Щелевой впускной литниковый канал  (flash gate) - при малой толщине тонкой части его также называют пленочным (film gate) дает широкий фронт расплава в оформляющей полости, но при малой толщине может создавать проблемы для материалов с низкой стойкостью к термоокислительной деструкции и механодеструкции из-за повышенной диссипации и высоких скоростей деформирования расплава.
     Большая ширина веерного и щелевого канала на входе в оформляющую полость может оказывать негативное влияние на коробление детали из-за разницы технологической усадки литника (его толстой части) и детали, т.к. технологическая усадка увеличивается при повышении толщины.

     Кольцевой (диафрагменный, дисковый) (ring gate, diaphragm gate, disk gate) и зонтичный (umbrella gate) впускные литниковые каналы используются для деталей, имеющих цилиндрическую форму. Их преимуществом является отсутствие спаев и радиального растекания, что снижает опасность коробления при высокой анизотропии технологической усадки.

     Необходимо учитывать, что щелевые, зонтичные и кольцевые впускные каналы повышают тепловыделение в расплаве благодаря высоким скоростям сдвига (меньшим, чем в точечном канале [12]), и существенно затрудняют уплотнение детали из-за быстрого отключения оформляющей полости от материального цилиндра. Поэтому их применение оправдано для материалов, имеющих слабую зависимость вязкости от температуры, в тех случаях когда нет повышенных требований к уплотнению детали. Они, в частности, являются типовым решение для TECEA [28]. В то же время, щелевые, зонтичные и кольцевые каналы не рекомендуются для иономеров и EPTV [87, 99].
     Разные типы туннельных литниковых каналов (tunnel gate, chisel gate, jump gate, tunnel gate on ancillary lug) расширяют возможности при выборе мест пуска, позволяя, в частности расположить место впуска вне лицевой поверхности детали.
     Отмечается, что при большом диаметре тонкой части туннельного канала могут возникнуть проблемы с отрывом литника, особенно для марок с низкой твердостью. При малом диаметре тонкой части туннельного канала может происходить перегрев и механодеструкция полимерного материала. Для TPU туннельные литниковые каналы применяют при изготовлении мелких деталей с длиной течения в оформляющей полости не более 50 мм [91].
     Бананообразный (криволинейный) туннельный литниковый канал (banana gate, cashew gate, curved tunnel gate) не рекомендуется использовать для ТЭП со средней и низкой твердостью из-за проблем с отрывом литника [21]. Для ТЭП с высоким коэффициентом трения (SEBS, SBS, TPV) существуют проблемы извлечения бананообразного литника [21]. В [79] допускается применение бананообразного литникового канала при переработке TPV с условием, что он достаточно короткий. Не рекомендуется использовать бананообразный литниковый канал в тех случаях, когда имеются повышенные требования к уплотнению детали.

     Для всех типов впускных каналов опасность струйного течения и «следов течения» в области впуска снижается при расширении канала непосредственно у входа в оформляющую полость, поскольку это увеличивает диаметр струи, однако одновременно затрудняется отделение литника и ухудшается внешний вид следа от литника.

     В тех случаях, когда есть сомнения при определении размеров поперечного сечения впускных каналов, задают меньший диаметр (толщину) и при необходимости увеличивают ее после испытаний литьевой формы.

    

    

Таблица 5. Рекомендуемые диаметр (толщина) (D) и длина впускных литниковых каналов для  разных типов ТЭП по информации изготовителей материалов (заниженные, по мнению автора настоящего сообщения, значения выделены жирным шрифтом)

Горячеканальные и комбинированные литниковые системы для ТЭП

     Во многих случаях горячеканальное литье с внешним нагревом литьевого канала является эффективным методом переработки ТЭП (исключения рассмотрены ниже). Горячеканальные системы с внутренним нагревом для переработки ТЭП не рекомендуются, ввиду опасности термоокислительной деструкции в застойных зонах [21, 68, 89, 101, 106].
     Комбинированные литниковые системы могут использоваться для предотвращения проблем с извлечением и обрезкой центрального литника, уменьшения времени цикла и снижения объема вторичной переработки материала.
     Не рекомендуется применять горячеканальные и комбинированные литниковые системы для SBS ввиду опасности термоокислительной деструкции и химической реакции сшивания (см. выше) [21].

     Горячеканальные и комбинированные литниковые системы также должны быть сбалансированы [10]. Как и для холодноканальной системы, разветвления каналов в горячеканальной литниковой системе также может оказывать негативное влияние на температуру расплава, поступающего в разные гнезда литьевой формы [10, 107].

     Полировка литниковых каналов в горячеканальной системе позволяет предотвратить возникновение застойных зон у поверхности канала [70, 106].

      Для горячеканального литья ТЭП широко применяют прямоточные и запирающиеся сопла [106, 108, 113]. Для ТЭП рекомендуются прямоточные сопла с короткой необогреваемой частью и изолирующим слоем, в которых застывание термопластичного материала происходит на малой длине впускного канала. Сопла с большой длиной застывания материала во впускном канале для ТЭП обычно не применяют, в том числе из-за проблем обрезки литников (см. выше). Многоточечные сопла с вертикальным, горизонтальным или угловым расположением наконечников [112] для ТЭП обычно не используют из-за высоких скоростей сдвига и повышенных проблем регулирования температуры в области впускных каналов [106].
     Для ТЭП не рекомендуется использовать сопла с иглообразным наконечником [109].

     В [106] отмечается проблема образования «кратера» на отлитой детали в месте впускного канала при горячеканальном литье ТЭП. Для предотвращения этой проблемы рекомендуется использовать горячеканальные сопла с впускным каналом малого диаметра (это позволяет уменьшить неравномерность температуры внутри впускного канала), а также запирающиеся горячеканальные сопла.

Инженерные расчеты и оптимизация литниковых систем для ТЭП

     CAE-системы широко применяются при инженерных расчетах литниковых систем для литья под давлением ТЭП [76], поскольку они помогают учесть влияние технологических свойств конкретной марки материала, особенности конструкции детали и литьевой формы, и тем самым сократить время и затраты на испытания и доработку формы, производство готовых деталей.

     Программные продукты Moldex3D [4] позволяют при математическом моделировании технологического процесса с использованием 3D-подхода [110] на основе метода конечных объемов спрогнозировать и устранить проблемы, в том числе вызванные конструкцией холодноканальной, горячеканальной или комбинированной литниковой системы.

      База данных Moldex3D содержит информацию по разным типам ТЭП ведущих изготовителей.

      Модель литниковой системы может быть создана в модулях Designer или Studio с помощью автоматизированных пошаговых инструментов (мастеров), обширной библиотеки типовых конструкций впускных, разводящих и центрального литниковых каналов, вариантов их соединений, зацепов и пр. Новые варианты типовых конструкций литниковых каналов добавлены в версии Moldex3D R16 [5, 111].
     Также можно импортировать модель литниковых каналов или их частей из CAD-систем. Первый вариант является предпочтительным, поскольку он обеспечивает создание более качественной сетки, что особенно важно для впускных каналов: на импортированной модели впускного канала сложнее получить сетку без искажений из-за малого диаметра (толщины).

     Как правило, перед расчетом литниковой системы необходимо выполнить проверку конструкции литьевой детали на технологичность и оценить места впуска.

     Начальная (исходная) конструкция литниковой системы определяется с учетом количества гнезд, типа литниковой системы, требований к положению мест впуска, габаритных размеров формы и пр. факторов [6-7, 11-12].

     На первом этапе расчета литниковой системы оценивается влияние ее начальной конструкции на процессы заполнения (потери давления, максимальная температура расплава в литниковой системе, скорости сдвига и пр.), уплотнения и охлаждения отливки в форме, формирование напряженно-деформированного состояния отливки (технологической усадки, коробления и остаточных напряжений), длительность литьевого цикла. Прогнозирование проблем литья выполняется на основе комплексного учета всех влияющих факторов (они рассмотрены выше).

     Оценка конструкции литниковой системы проводится после или одновременно с оптимизацией профиля скорости впрыска [42].
     Максимальные потери давления при впрыске оцениваются, исходя из максимального давления впрыска с учетом максимальной скорости впрыска литьевой машины (в общем случае, инжекционной характеристики литьевой машины [13]).
     Оценка проблем уплотнения (недоуплотнение, переуплотнение, неравномерное уплотнение) осуществляется на основе расчета объемной усадки [75]. При впуске через центральный литниковый канал или большой толщине впускных каналов важно предотвратить появление обратного течения [10], которое приводит к снижению объемной усадки вблизи впуска.
     При оценке влияния холодноканальной литниковой системы на время цикла, время охлаждения отливки определяют, как было отмечено выше, для полного охлаждения самой «толстой» части литника.

      Далее выполняется серия расчетов для разных вариантов конструкции (размеров поперечного сечения и пр.) литниковых каналов с целью устранения выявленных проблем. При необходимости может проводиться балансировка литниковой системы и ее оптимизация с использованием метода планирования эксперимента.
     Если проблемы не удается устранить, рассматривают варианты изменения мест впуска, принципиально других конструкций литниковой системы и пр. Например, проблема высоких потерь давления при впрыске из-за высокой эффективной вязкости ТЭП (см. выше) может быть решена при переходе от холодноканальной литниковой системы к комбинированной или горячеканальной, либо применением литьевой машины с бОльшим давлением впрыска. Горячеканальная литниковая система также позволяет улучшить уплотнение детали.

      Модуль Advanced Hot Runner используется в Moldex3D для расчета тепловых процессов в деталях горячеканальной литниковой системы с учетом конструкции горячеканального распределителя, сопел, в том числе конструкции и мощности нагревателей, точки контроля, а также метода регулирования температуры. Это, в частности, позволяет спрогнозировать влияние конструкции и технологического режима на неравномерность температуры расплава в каналах горячеканальной системы, предотвратить перегрев расплава с учетом диссипативного тепловыделения при течении расплава и тепла, поступающего от нагревателей.
     Новой возможностью версии Moldex3D R16 является моделирование движения запорного клапана запирающегося горячеканального сопла, что позволяет оптимизировать режим его движения для исключения негативного влияния на заполнение формы [5, 111].

 
     Автор выражает благодарность В.Г. Дувидзону (ООО «ИФ АБ Универсал») за ценные советы при подготовке настоящей публикации и компании CoreTech System за предоставленную информацию о продуктах Moldex3D и программное обеспечение.

Литература
  

     1. Глухов Е.Е. Основные понятия о конструкционных и технологических свойствах пластмасс. - М.: Химия, 1970. - 128 с.
     2. Богданов В.В. Методы исследования технологических свойств пластмасс. -Л.: Из-во ЛГУ, 1978. - 176 c.

     3. Сабсай О.Ю., Чалая Н.М. Технологические свойства термопластов (обзор) // Пласт. массы. 1992. № 1. - С. 5-13.
     4. CoreTech System Ltd., http://www.moldex3d.com. 2018.
     5. What’s New in Moldex3D R16. CoreTech System Ltd., 2018. - 66 p.
     6. Видгоф Н.Б. Основы конструирования литьевых форм для термопластов. - М.: Машиностроение, 1979. - 264 с.
     7. Пантелеев А.П., Шевцов Ю.М., Горячев И.А. Справочник по проектированию оснастки для переработки пластмасс. - М.: Машиностроение, 1986. - 400 с.
     8. 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.
     9. Plastics technician’s toolbox. V. 1-6 / Ed. by A.R. Calhoun, J. Golmanavich. The Society of Plastics Engineers, 2002-2004. - 787 p.
     10. Beaumont J.P. Runner and gating  design handbook. Hanser, 2004. - 286 p.
     11. Менгес Г., Микаэли В., Морен П. Как сделать литьевую форму. Пер. с англ. под ред. В.Г. Дувидзона, Э.Л. Калинчева. – СПб: Профессия, 2006. - 632 с.
     12. Казмер Д.О. Разработка и конструирование литьевых форм. Пер. с англ. под ред. В.Г. Дувидзона. – СПб: Профессия, 2011. - 464 с.
     13. Глухов Е.Е., Попов Е.Н. Инжекционные характеристики литьевых машин и расчет форм // Пласт. массы. 1980. № 3. - С. 43-44.
     14. Margolis J.M. Elastometic materials and processes // Modern plastics handbook. Ed. by C.A. Harper. McGraw-Hill, 2000. - P. 3.1-3.52.
     15. Kear K.E. Developments in thermoplastic elastomers (Rapra Review Reports. V. 166). Rapra Technologies, 2003. - 144 p.
     16. Holden G. Elastomers, thermoplastic // Encyclopedia of polymer science and technology. 12 volumes / 3 rd edition. Ed. by. H.F. Mark. V. 6. John Wiley & Sons. 2004. - P. 63-88.
     17. Ouhadi T. Shen K.S., Abdou-Sabet S. High flow thermoplastic vulcanizate // 54 th SPE ANTEC Tech. Papers. 1996. P. - 3337-3341.
     18. Оссвальд Т. Материалы, используемые в литье 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. - 34-81.

     19. Холден Д., Крихельдорф  Х.Р., Куирк Р.П. Термоэластопласты. Пер. с англ. 3-го издания под ред. Б.Л. Смирнова. - СПб.: ЦОП "Профессия", 2011. - 720 с.
     20. Holden G., Wilder C.R. Thermoplastic styrenic block copolymers // Handbook of elastomers / 2 nd edition. Ed. by A.K. Bhowmick, H.L. Stephens. – N.Y., Basel: Marcel Dekker, 2001. - P. 321-351.
     21. Realize the potential - Feel the difference. Injection molding guide. GLS, (2018). - 33 p.
     22. Ohlsson B., Toernell B. Blends and interpenetrating polymer networks of polypropylene and polystyrene-block(ethylene-stat-butylene)-block-polystyrene. 2: Melt flow and injection molding properties // Polym. Eng. Sci. 1998. V. 38. - P. 108-118.
     23. Oertel J., Kishii S., Kilian D., Hamada K., Morishita Y., Kurihara T., Ito T. Acrylic TPE approaching automotive // TPE Mag. 2010. № 1. - P. 30-35.
     24. Малкин А.Я., Исаев А.И. Реология: Концепции, методы, приложения. – СПб: Профессия, 2007. - 558 с.
     25. Han C.D. Rheology and processing of polymeric materials. V. 1. Polymer rheology. Oxford University Press, 2007. - 707 p.
     26. Kraton polymers processing guide. Kraton Polymers, 2000. - 20 p.
     27. Вольфсон С.И. Динамически вулканизованные термоэластопласты: получение, переработка, свойства. - М.: Наука, 2004. - 173 с.
     28. Alcryn. Melt processible rubber. Injection molding guide. Advanced Polymer Alloys (Ferro Corp.), 2001. - 6 p.
     29. Ouhadi T., Abdou-Sabet S., Wussow H.-G., Ryan L.M., Plummer L., Baumann F.E., Lohmar J., Vermeire H.F. Thermoplastic elastomers // Ullmann's encyclopedia of  industrial chemistry. 7 th edition. Wiley-VCH Verlag GmbH & Co. KGaA, 2004.
     30. Лодж А. Эластичные жидкости: Введение в реологию конечнодеформируемых полимеров. - М.: Наука, 1969. - 464 с.
     31. Zhu Z., Wang S.-Q. Experimental characterization of extrudate swell behavior of linear polybutadiene // J. Rheol. 2004. V. 48. - P. 571-589.
     32. Cogswell F N. Measuring the extensional rheology of polymer melts // Trans. Soc. Rheol. 1972. V. 16. P. - 383-403.
     33. Лапшин В.В. Основы переработки термопластов литьем под давлением. - М.: Химия, 1974. - 270 с.
     34. Polymer processing instabilities: Control and understanding / Ed. by S.G. Hatzikiriakos, K.B. Migler. - Boca Raton, London, N.Y.: CRC Press (Taylor & Francis Group), 2005. - 488 p.
     35. Phan-Thien N. Understanding viscoelasticity: Basics of rheology. – Berlin, Heidelberg: Springer Verlag, 2002. - 145 p.
     36. Riande E., Diaz-Calleja R., Prolongo M.G., Masegosa R.M., Salom C. Polymer viscoelasticity: Stress and strain in practice. - N.Y., Basel: Marcel Dekker, 2000. - 879 p.

      37. Wang K. Die swell of complex polymeric systems // Viscoelasticity – From theory to biological applications / Ed. by J. De Vicente. InTechOpen, 2012. - P. 78-96.
     38. Yokoi H. Internal visualization of mold cavity and heating cylinder // Injection molding: Technology and fundamentals / Ed. by M.R. Kamal, A. Isayev, S.-J. Liu. Hanser, 2009. - P. 398-438.
     39. Oda K., White J.L., Clark E.S. Jetting phenomena in injection mold filling // Polym. Eng. Sci. 1976. V. 16. P. - 585-592.
     40. Барвинский И.А., Барвинская И.Е. Проблемы литья под давлением изделий из ПМ: неустойчивое заполнение формы // Полимерные материалы. 2009. № 8. - С. 14-21.
     41. 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.
     42. Барвинский И., Барвинская И. Использование профиля скорости впрыска для устранения дефектов литьевых деталей из термопластов. Практ. семинар «Литье термопластов под давлением: экономическая эффективность и качество». Москва. 24 октября 2012. Препринт. - 9 с.
     43. Ohtani K., Sassa T. Offering high performance and high functionality of TPE for airbag cover applications // Sumitomo Kagaku. 2010. V. 2. - P. 1-9.
     44. Rheology for polymer melt processing / Ed. by J.-M. Piau, J.-F. Agassant. Elsevier Science B.V., 1996. - 424 p.

     45. Володин В.П. Выбор формы и расчет размеров каналов, потерь давления и разбухания в экструзионных головках при установившемся сдвиговом течении  расплавов полимеров // Пласт. массы. 2010. № 8, - С. 38-51.
     46. Spenсer R.S., Gilmore G.D. Some flow phenomena in the injection molding of polystyrene // J. Colloid Sci. 1951. V. 6, № 2. - P. 118-132.
     47. Goettlier L.A., Richwine J. R., Wille F.J. The rheology and processing of olefin-based thermoplastic vulcanizates // Rubb.  Chem. Technol. 1982. V. 55, № 5. - P. 1448-1463.

     48. Dutta N.K., Browmick A.K., Choundhury N.R. Thermoplastic elastomers // Handbook of thermoplastic / Ed. be O. Olabisi. N.Y.: Marcel Dekker, 1997. - P. 349-378.
     49. Naskar K. Thermoplastic elastomers based on PP/EPDM blends by dynamic vulcanization // Rubb. Chem. Technol. 2007. V. 80, № 3.  - P. 504-519.
     50. Carreras E.S., El Kissi N., Piau J.-M. Block copolymer extrusion distortions exit delayed transversal primary cracks and longitudinal secondary cracks: Extrudate splitting and continuous peeling // J. Non-Newtonian Fluid Mech. 2005. V. 131. - P. 1–21.
      51. JSR RB. Syndiotactic 1,2-polybutadiene. JSR Corp., 2000. - 12 p.

     52. Ariffin A., Jikan S.S., Samsudin S.F., Ariff Z.M., Ashak Z.A.M. Melt elasticity phenomenon of multicomponent (talc and calcium carbonate) filled polypropylene // J. Reinf. Plast. Compos. 2006. V. 25, № 9. - P. 913-923.
     53. Jain N.S., Barry C.M.F. Criteria for flow instabilities in end-gated injection molds // 59 th SPE ANTEC Tech. Papers. 2001. - P. 471-475.
     54. Narimani A., Hemmati M. Study on the electrical and rheological percolation threshold of single-walled carbon nanotube-reinforced thermoplastic elastomer based on polypropylene/ethylene–propylene–diene monomer nanocomposite // J. Thermopl. Compos. Mater. 2015. V. 28, № 7. - P. 930–949.
     55. Dufrancatel-Veiller L., Lacrampe M.F., Pabiot J. Die swell of thermoplastic polyurethanes: A peculiar behavior // J. Appl. Polym. Sci. 2001. V. 80. - P. 1710–1724.
     56. Кербер М.Л., Буканов А.М., Вольфсон С.И. и др. Физические и химические процессы при переработке полимеров. - СПб: Научные основы и технологии, 2013. - 317 с.
     57. 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 p.
     58. Wright D. Failure of plastics and rubber products: Causes, effects and case studies involving degradation. Rapra Technology Ltd., 2006. - 399 p.

     59. Шляпников Ю.А., Кирюшкин С.Г., Марьин А.П. Антиокислительная стабилизация полимеров. - М.: Химия, 1986. - 256 с.
     60. Кулезнев В.Н., Шершнев В.А. Химия и физика полимеров. – М.: КолосС, 2007. - 367 с.
     61. Hytrel. Engineering thermoplastic elastomer. Injection molding guide. E.I. du Pont de Nemours and Co., 2000. - 33 p.
     62. ProFlex SEBS thermoplastic elastomer processing guide. Foster Corp., 2016. - 4 p.
     63. Казале А., Портер Р. Реакции полимеров под действием напряжений. Пер. с англ. А.М. Кнебельмана, С.Г. Куличихина, под ред. А.Я. Малкина. -Л.: Химия, 1983. - 440 с.
     64. Beaumont J.P., Nagel R., Sherman R. Successful injection molding: Process, design and simulation. Hanser, 2002. - 362 p.
     65. TPV troubleshooting guide for injection molding. ExxonMobil, 2017. - 13 p.
     66. Astor K.G., Cleveland S.R. Ultra high shear rate and their effects on the physical and melt properties of injection molded parts // SPE ANTEC Tech. Papers. 2003. V. 49. - P. 3378-3382.
     67. Барвинский И.А., Барвинская И.Е. Методические материалы «Компьютерный анализ литья термопластов: основы анализа течения (основные принципы анализа, оценка технологичности литьевых изделий и пресс-форм, анализ причин брака)». В 2-х частях. -М.: ЗАО "СиСофт", 2013. - 774 с.
     68. Thermoplastic polyurethane elastomers (TPU). Elastollan – processing recommendations. BASF Polyurethanes GmbH, 2017. - 27 p.
     69. Xu J., Zhang A., Zhou T., Cao X., Xie Z. A study on thermal oxidation mechanism of styrene-butadiene-styrene block copolymer (SBS) // Polymer Degrad. Stabil. 2007. V. 92. - P. 1682-1691.
     70. Designing molds for styrenic block copolymers (SBC). TPE Tips. Issue 2. GLS Corp, 2007. - 2 p.
     71. Sengers W.G.F., Wuebbenhorsta M., Pickena S.J., Gotsis A.D. Distribution of oil in olefinic thermoplastic elastomer blends // Polymer. 2005. V. 46. - P. 6391–6401.
     72. Ohlsson B, Hassander H, Tornell B. Blends and thermoplastic interpenetrating polymer networks of polypropylene and polystyrene-block-poly(ethylene-stat-butylene)block-polystyrene triblock copolymer. 1: Morphology and structure-related properties // Polym. Eng. Sci. 1996. V. 36. - P. 501-510.
     73. Jayaraman K., Kolli V.G., Kang S.Y., Kumar S., Ellul M.D. Shear flow behavior and oil distribution between phases in thermoplastic vulcanizates // J. Appl. Polym. Sci. 2004. V. 93. - P. 113-121.
     74. Ning N., Li S., Wu H., Tian H., Zhang L., Zhang L. Preparation, microstructure, and microstructure-properties relationship of thermoplastic vulcanizates (TPVs): A review // Prog. Polymer Sci. 2018. V. 79. - P. 61–97.
     75. Барвинский И.А., Барвинская И.Е. Проблемы литья под давлением изделий из полимерных материалов: уплотнение // Полимерные материалы. 2014. № 3. С. 3-13.
     76. Guidelines for the injection moulding of Sarlink. DSM, 2002. - 20 p.
     77. Барвинский И.А., Брагинский В.А. Колебание усадки при литье термопластов под давлением // Полимерные материалы. 2016. № 5. - С. 50-55; № 6. - С. 38-47.
     78. Shrinkage rates for injection molding of Santoprene thermoplastic rubber. Advanced Elastomer Systems L.P., 2001. - 34 p.

     79. Trexprene by MCPP. Processing guide. Mitsubishi Chemical Performance Polymers Inc., 2016. - 12 p.
     80. Elastollan – material properties. Elastogran GmbH, 2005. - 43 p.
     81. Coefficient of friction - Santoprene rubber versus steel, aluminium, polypropylene. Advanced Elastomer Systems L.P., 1998. - 7 p.

     82. Pebax by Arkema. Polyether block amides. Arkema, (2018) - 14 p.
     83. Softflex. Part and tooling recommendation guide. Network Polymers Inc. (2007). - 4 p.
     84. Hytrel. Thermoplastic polyester elastomer. Design guide. E.I. du Pont de Nemours and Co., 2000. - 59 p.
     85. Covestro AG. 2018. https://www.tpu.covestro.com
     86. Arnitel TPE-E. General information on applications, processing and properties. DSM Engineering Plastics, (2003). - 38 p.
     87. DuPont EPTV. Injection molding guide. E.I. du Pont de Nemours and Company, 2004. - 4 p.
     88. TPU. Processing parameters. Injection molding. Huntsman, 2005. - 9 p.

     89. Processing of TPU by injection molding. Covestro Deutschland AG, 2016. - 32 p.
     90. Guide for injection molding for thermoplastic rubbers. Advanced Elastomer Systems L.P., 2001. - 70 p.
     91. Lubrizol. Injection molding processing guide. The Lubrizol Corporation, 2016. - 12 p.
     92. JSR EXCELINK Thermoplastic elastomers. Injection molding guide. (2018). - 20 p.
     93. Барвинский И., Барвинская И.Е.  Основы компьютерного анализа литья термопластов: балансировка литниковой системы // CADmaster. 2014. № 2. - С. 62-67.
     94. Барвинский И.А. Экспертиза инженерных расчетов литья термопластов под давлением // Pro  Plastic. Полимерные технологии. 2018. № 2 (апрель). - С. 22-29.

     95. 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.
     96. Beaumont J., Ralston J., Shuttleworth A., Carnovale M. Troubleshooting cavity to cavity variations in multi-cavity injection molds // J. Inj. Mold. Tech. 1999. V. 3, № 2. - P. 88-98.
     97. Auell P., Martonik B. Cold slug wells in injection molding // 60 th SPE ANTEC Tech. Papers. 2002. V. 48. - P. 3561-3565.
     98. Zombade N., Bean R., Thompson A., Kazmer D. Analysis and validation of mold design guidelines for cooling time and runner sizing // SPE ANTEC Tech. Papers. 2007. V. 53. - P. 2581-2585.
     99. Malloy R.A. Plastic part design for injection molding: An Introduction. 2 nd edition. - Munich, Cincinnati: Hanser Publishers, Hanser Publications, 2010. - 549 p.
     100. Surlyn troubleshooting guide and mold preparation checklist. DuPont Company, 1999. - 5p.
     101. Thermoplastic elastomer. Mold design and processing conditions. RTP Co. (2007) 17 p.
     102. Thermolast K. Injection moulding. Extrusion. Kraiburg TPE GmbH & Co. KG, 2004. - 36 p.
     103. Thermoplastic elastomers. So.F.terR. SPA, 2016. - 10 p.
     104. Thermoplastic polyurethane (TPU) processing guide. Foster Corp., 2016. - 6 p.
     105. Zeotherm. Injection molding guide. Zeon Chemicals, 2006. - 3 p.
     106. Frenkler D., Zawistowski H. Hot runners  in injection moulds, Rapra Technology, 2001. - 354 p.
     107. White C.W. Development of filling imbalances in hot runner molds // 57 th SPE ANTEC Tech. Papers. 1999. - P. 3672-3676.
     108. Гольдберг И.Е. Возможности и направления развития современной литьевой оснастки: Примеры и комментарии. - СПб.: Научные основы и технологии, 2015. - 416 с.
     109. GUENTHER Heisskanaltechnik GmbH. www.guenther-hotrunner.com. 2018.
     110. Барвинский И.А. 3D-расчеты литьевых форм для литья термопластов под давлением // Семинар «Современные технологии производства и эксплуатации пресс-форм». Международная выставка РОСМОЛД. Москва. 24 июня 2015 г. Препринт. - 12 с.

     111. Барвинский И.А. Инженерные расчеты форм для литья под давлением термопластичных материалов в версии Moldex3D R16. IV Международная конференция «ИДЕИ. ДИЗАЙН. ИЗДЕЛИЯ» (в рамках выставки «РОСМОЛД-2018»). Москва. 16 июня 2018 г. Препринт.
     112. Унгер П. Технология горячеканального литья. Пер. с англ. В.Г. Дувидзона. – СПб.: Профессия, 2009. - 208 с.

     113. Hot runner technology. Examples of hot runners in use. Synventive Molding Solutions, 2008. – 20 p.

Перепечатка публикаций сайта допускается только с 
разрешения авторов