Сайт И.А. Барвинского
 

    Перейти в раздел:  

 

Все публикации

Предыдущая страница:
Литье тонкостенных изделий

Следующая страница:
Технологическая усадка в спец. технологиях литья

  
  
«Конформные» системы охлаждения литьевых форм, изготовленные с использованием аддитивных технологий
  

   
И.А. Барвинский, АО «СиСофт»; В.Г. Дувидзон, ООО «ИФ АБ Универсал»

    

3-я международная специализированная конференция по аддитивным технологиям

3D fab + print Russia. Москва. 29 - 31 января 2019 г.
   

    

Оглавление

 

   

1. «Конформное» охлаждение и его преимущества.

2. Влияние конструкции «конформного» охлаждения литьевых форм на ее эффективность.

3. Материалы для изготовления ФОД. Влияние технологии изготовления ФОД на их механическую прочность.

4. Инженерные расчеты «конформного» охлаждения литьевых форм.

5. Ограничения и недостатки «конформного» охлаждения, изготовленного с использованием АТ.

6. Заключение.

   
  

1. «Конформное» охлаждение и его преимущества

   
     Система охлаждения литьевой формы для литья термопластов под давлением необходима для отвода тепла, поступающего в формообразующие детали (ФОД) от расплава термопластичного материала. Если система охлаждения не успевает отвести необходимое количество тепла от литьевого изделия, происходит разогрев ФОД от цикла к циклу, что ведет к нестабильности технологического процесса и даже его остановке (из-за высокой температуры отливки при выталкивании и пр.). Неравномерное охлаждение литьевой формы является причиной различных дефектов изделий из термопластов.
     Для изготовления качественных изделий литьем под давлением из большей части термопластичных материалов литьевую форму предварительно нагревают относительно температуры окружающей среды. Это позволяет уменьшить разность температур расплава и формы и, тем самым, уменьшить скорость охлаждения отливки, если слишком быстрое охлаждение оказывает негативное влияние на качество (из-за высоких остаточных напряжений, нестабильности размеров, проблем спаев, текстуры и пр.).
          
    
В литьевых формах для литья термопластов под давлением применяется, главным образом, охлаждение посредством системы каналов, изготовленных в ФОД. Наиболее эффективными считаются «конформные» (
conformal) системы охлаждения. В общем случае «конформными» (подобными) можно назвать охлаждающие каналы, которые располагаются эквидистантно (на одинаковом расстоянии) от оформляющей поверхности ФОД литьевой формы.
     Идея «конформного» охлаждения известна давно, и может быть реализована, например, при использовании охлаждающих каналов с фонтанирующими трубками и перегородками, а также спиральных и прочих каналов, которые изготавливают механической обработкой ФОД
[1-6]. Эти проверенные временем конструкторские решения применяются формах для серийного выпуска ответственных изделий.
     Однако, при проектировании охлаждающей системы необходимо учитывать ограничения, связанные с металлообрабатывающим оборудованием и инструментом. Не всегда с помощью традиционных технологических процессов механической обработки можно изготовить «конформную» систему охлаждения, а для ФОД небольших размеров размещение в них каналов охлаждения часто становится неразрешимой задачей.

    
Возможности конструкторов литьевых форм при создании систем охлаждения расширились благодаря развитию аддитивных технологий (АТ) изготовления ФОД из металлических порошков: прямого лазерного плавления (DMLM), селективного лазерного плавления (SLM), электронно-лучевого плавления (EBM), селективного лазерного спекания (SLS), прямого нанесения металла (
DMD) [7-15]. В отличие от других АТ, в методе DMD металлический порошок подается непосредственно в зону формирования детали, поэтому не требуется удаление порошка. Метод DMD может использоваться для изготовления биметаллических ФОД, включающих стальную оболочку и теплопроводную сердцевину с каналами охлаждения [11].

     Эти технологии изготовления ФОД предоставляют конструктору литьевой формы возможность не только располагать охлаждающие каналы эквидистантно относительно поверхности оформляющей полости, но также изменять геометрию поперечного сечения каналов, в частности, использовать каналы переменного и произвольного сечения, «сеточные» каналы и полости.
     Отмечают следующие преимущества систем «конформного» охлаждения, изготовленных с использованием АТ: уменьшение времени охлаждения литьевого изделия (и соответственно уменьшение времени цикла литья) [16-23], быстрый выход на стабильный тепловой режим литьевой формы [24-25] и повышение равномерности охлаждения [16, 23-24, 26-27].  
    
При использовании «конформного» охлаждения для ФОД, полученных по АТ, имеются примеры снижения времени охлаждения для изделий разных типов, в том числе относительно толстостенных. Например, в работах [21-22] уменьшение расчетного времени охлаждения для изделия с максимальной толщиной 5,8 мм составило 23%. В основном, согласно опубликованным данным, снижение времени охлаждения при использовании «конформных» охлаждающих систем по сравнению с традиционными системами охлаждения составляет 20 – 40% [19]. В ряде работ уменьшение расчетного времени охлаждения составило 53% - 69% [20, 28].

     В некоторых случаях при использовании «конформной» охлаждающей системы не получили существенного уменьшения времени охлаждения. В [27] снижение времени охлаждения составило всего лишь 6%, что вызвано преобладающим влиянием холодноканальной литниковой системы на время охлаждения отливки.
    
Для получения корректной оценки эффективности, новое решение необходимо сравнивать с наиболее эффективным традиционным. Между тем, зачастую для сравнения выбрана заведомо неэффективная конструкция охлаждающей системы, с заниженной площадью поверхности охлаждающих каналов или необоснованно большим расстоянием от охлаждающих каналов до оформляющей поверхности (влияние этих факторов на теплоперенос рассмотрено в разделе 2).

     Само по себе снижение времени охлаждения, полученное расчетным путем, еще не является свидетельством эффективности системы охлаждения, если не обеспечена стабильность технологического процесса. Для достижения стабильного технологического процесса литья под давлением при уменьшении времени цикла, система охлаждения литьевой формы должна отводить большее количества тепла за литьевой цикл.
    
Большие проблемы отвода тепла возникают в производстве тонкостенных литьевых изделий при малых (менее 10 секунд) и особенно сверхмалых (менее 5 секунд) циклах литья. Оценка эффективности применения «конформного» охлаждения в этих случаях требует учета негативного влияния повышенных скорости и давления впрыска, а также других факторов на долговечность ФОД (о долговечности ФОД см. раздел 3).

     В [24-25] отмечено, что при «конформном» охлаждении происходит очень быстрый выход на стабильный режим охлаждения литьевой формы - за один литьевой цикл, тогда как при «обычном» охлаждении для это требуется определенное время. Между тем, в работе [7] для пуансона с «конформной» системой охлаждения полостного типа, изготовленного по АТ из стали H13 при времени охлаждения отливки из полипропилена 10 секунд не удалось получить стабильную температуру пунсона (измерялась тепловизором при раскрытии формы) даже после 30 литьевых циклов, а стабильная температура отливки (измерялась контактным термометром через 10 секунд после извлечения из литьевой формы) не была достигнута после 100 циклов литья.

     При любых способах охлаждения литьевой формы, в том числе при «конформном» охлаждении, стабильный тепловой режим ФОД достижим для выбранного времени цикла при условии, что система охлаждения способна отвести за время цикла необходимое количество тепла. Если количество отведенного тепла недостаточно, стабильный процесс не достигается – происходит разогрев ФОД. «Конформное» охлаждение в общем обеспечивает больший тепловой поток от отливки к хладагенту по сравнению с традиционными конструкциями охлаждающих каналов за счет меньшего расстояния от канала охлаждения до оформляющей поверхности и большей площади теплоотдачи (подробнее см. ниже), однако при малых циклах литья и этого может быть недостаточно для достижения стабильного технологического процесса. Повысить эффективность охлаждения можно, например, при применении биметаллических ФОД, изготовленных методом DMD [11].

     Одним из преимуществ «конформного» охлаждения является повышение равномерности охлаждения (обычно предполагают, что наибольшей равномерности охлаждения соответствует минимальный перепад температур ФОД). Повышение равномерности охлаждения при изготовлении ФОД с «конформной» охлаждающей системой по АТ, снижает колебание технологической усадки и уменьшает коробление литьевого изделия [8, 17, 23, 29-30].

     Необходимо учитывать, что неравномерность температуры ФОД (перепад температур пуансона и матрицы, между пуансоном и матрицей) повышается при уменьшении времени литьевого цикла (см. раздел 4).

     Экономическая эффективность «конформных» систем охлаждения повысила интерес к технологиям их изготовления и, в первую очередь, к АТ [15, 19, 31]. Увеличенная производительность процесса литья под давлением (за счет снижения времени цикла) обеспечивает снижение себестоимости литьевого изделия, хотя и увеличивает стоимость литьевой формы. Однако, в [15] отмечено, что преимущества АТ при изготовлении ФОД проявляются главным образом при крупносерийном производстве изделий, имеющих сложную геометрию. В примере, рассмотренном в работе [17], дополнительные расходы на изготовление ФОД с «конформным» охлаждением компенсируются при получении ок. 176 000 литьевых изделий.

     ФОД, полученные по АТ, редко применяются без дополнительной обработки, к которой относится термическая и механическая обработка, поэтому при изготовлении ФОД должны быть предусмотрены соответствующие припуски. В работе [32] суммарный припуск на механическую и финишную обработки составил 1,5 мм. 

     Перспективы широкого промышленного применения AT для «конформных» систем охлаждения в настоящее время часто связывают прежде всего с так называемыми гибридными технологиями, сочетающими в одной рабочей зоне традиционную механическую обработку (субтрактивные технологии) с АТ [13, 33-36]. Понятие «гибридного» технологического процесса обсуждается в [37-38]. «Гибридный» подход позволяет повысить точность изготовления ФОД, поскольку используется одна и та же база, и уменьшить или устранить недостатки АТ (см. раздел 5).

     Основные подходы к реализации «гибридных» технологий для изготовления ФОД литьевых форм отражены в таблице 1.
     
     
Таблица 1. «Гибридные» технологии изготовления ФОД с «конформными» системами охлаждения.
    
      

2. Влияние конструкции «конформного» охлаждения литьевых форм на ее эффективность

 

     Система охлаждения литьевой формы должна обеспечивать эффективное охлаждение отливки при сохранении прочности и долговечности ФОД. Методология конструирования системы охлаждения литьевой формы обсуждается в работах [1-3, 5, 42-43]. Конструирование системы охлаждения проводится с учетом характеристик термостата литьевой формы [44].
    
Тепловой поток от отливки к теплообменной поверхности системы охлаждения повышается при увеличении площади поверхности теплообмена (о неравномерности теплоотдачи поверхностью каналов и полостей см. ниже) и уменьшении расстояния до отливки.
    
Минимальное расстояние от канала охлаждения до оформляющей поверхности определяется, условиями обеспечения прочности и долговечности ФОД, которые зависят от механического поведения материала ФОД (подробнее см. раздел 3) и давления расплава внутри оформляющей полости на стадиях заполнения и уплотнения (о давлении расплава см., например,
[45-47]).

     В [48] получили, что для стальных ФОД при давлении расплава в оформляющей полости 50 МПа, минимальное расстояние от оформляющей полости от охлаждающего канала составляет 2,5 мм для круглого охлаждающего канала диаметром 8 мм и около 5 мм для прямоугольного охлаждающего канала высотой 10 мм (расстояние между крайними точками каналов в обоих случаях составляло 7 мм). Однако, данная оценка не учитывала влияние концентраторов напряжений и усталости металла (влияние этих факторов обсуждается в разделе 3). Кроме того, при литье тонкостенных изделий, а также изделий из термопластичных материалов инженерно-технического назначения давление 50 МПа в оформляющей полости во многих случаях является недостаточным.

     По другим источникам для охлаждающих каналов круглого поперечного сечения расстояние от крайней точки охлаждающего канала до оформляющей поверхности должно быть: ≥ 1,5D [1], а для каналов прямоугольного сечения минимальное расстояние от канала до оформляющей поверхности равно высоте канала [3].

     В работе [15] отмечено, что «конформные» охлаждающие каналы при использовании АТ могут быть расположены ближе к оформляющей поверхности по сравнению с традиционными просверленными. Для ФОД, изготовленных по АТ рекомендуемое минимальное расстояние от оформляющей поверхности до охлаждающего канала в [49] составляет 2 мм, в [50] - 3 мм. Однако, по рекомендациям компании EOS расстояние от крайней точки охлаждающего канала круглого поперечного сечения до оформляющей поверхности составляет 1,0D  1,5D (или соответственно 1,5D  2,0D от центральной линии канала), где D диаметр канала [31]. Например, для канала диаметром 4 мм рекомендуемое расстояние равно 4 – 6 мм, а для канала диаметром 8 мм рекомендуемое минимальное расстояние до оформляющей полости составляет 8 – 12 мм.

     При расположении охлаждающих каналов на определенном расстоянии от оформляющей поверхности и одинаковом расстоянии между охлаждающими каналами, площадь поверхности каналов в матрице (ФОД, охватывающая полимерное изделие) значительно превышает площадь охлаждающих каналов в пуансоне (ФОД, охватываемая полимерным изделием). Для предотвращения проблем при выталкивании отливок из-за их «залипания» в матрице литьевой формы, ребра и бобышки располагают в пуансоне, что увеличивает тепловую мощность, которую необходимо отвести от пуансона.

Теплоотдача от поверхности охлаждающего канала к хладагенту может изменяться во много раз в зависимости от режима течения хладагента в канале. Режим течения определяется безразмерным числом Рейнольдса (Re):

                                                                                  

где V – линейная скорость течения хладагента; Dг – гидравлический диаметр охлаждающего канала;  – кинематическая вязкость хладагента (для воды при 25 оС и 1 атм = 0,893 . 10-6 м2; при 80 оС и 1 атм = 0,365 . 10-6 м2/с [44]).

     Для канала круглого поперечного сечения гидравлический диаметр равен диаметру канала. В общем случае для канала с площадью поперечного сечения S и периметром поперечного сечения P:

                                                                                    

     Течение хладагента должно быть турбулентным, поскольку в режиме ламинарного течения (при относительно низком Re) из-за низкой теплоотдачи сложно обеспечить эффективное охлаждение литьевой формы. Обычно при конструировании систем охлаждения литьевых форм принимают Re> 4 000 [3, 5] ÷ 6 000 [30]. Полностью развитое турбулентное течение в цилиндрических каналах достигается при Re > 10 000 [51]. Повышение минимального значения Re в контуре циркуляции хладагента «термостат – литьевая форма – термостат» ведет к необходимости использовать термостат с большим расходом и большим давлением хладагента.

     Охлаждающие каналы в ФОД, изготовленных по АТ, имеют в общем высокую шероховатость поверхности, которая, однако, зависит от формы и размеров поперечного сечения канала [52] и условий технологического процесса изготовления ФОД [53-54]. Повышение шероховатости поверхности охлаждающего канала способствует повышению турбулентности хладагента [55-58].

     Для обеспечения равномерности охлаждения литьевых форм ограничивают разогрев хладагента в контуре охлаждения. Обычно принимают, что предельная разница температур хладагента (∆Т) на выходе и входе в литьевую форму должна составлять: ∆Т ≤ 2 оС [30] ÷ 3 оС [44], а для изделий с повышенными требованиями к точности Т ≤ 1 оС [44] (в [2] приводится рекомендация Т ≤ 3 ÷ 5 оС, в [3] для литьевых изделий общего назначения - Т ≤ 5 ÷ 6 оС).
     «Конформная» система охлаждения может состоять из разных конструктивных элементов, имеющих постоянное или переменное  поперечное сечение (рис. 1 - 2). При переменном поперечном сечении [49, 59-60] могут изменяться не только его размеры, но и форма.

     Так же, как и в традиционных системах охлаждения, при «конформном» охлаждении широко применяются охлаждающие каналы круглого поперечного сечения (рис. 1, а), хотя канал круглого сечения имеет наименьшее среди всех типов каналов отношение площади поверхности к объему канала (т.е. наибольший гидравлический диаметр) при одинаковом объеме. Круглая форма каналов не является оптимальной для АТ, в которых используются поддержки [32, 52]. Горизонтально расположенные каналы круглого поперечного сечения диаметром более 10 мм невозможно изготовить без поддержек [61] (поддержки необходимо удалять из ФОД), но охлаждающие каналы такого диаметра в "конформных" системах используются редко. С помощью АТ можно изготовить охлаждающие каналы диаметром от 1 мм [31] - 1,4 мм [58], однако в каналах малого диаметра значительно повышаются потери давления хладагента. Поэтому для ФОД, изготовленных по АТ, не рекомендуется использовать охлаждающие каналы диаметром менее 3 мм [50], а согласно [31] - менее 4 мм.

     Уменьшение расстояния между охлаждающими каналами позволяет увеличить площадь теплоотдачи и уменьшить перепад температур оформляющей поверхности ФОД. Для получения равномерного распределения температуры оформляющей поверхности пуансона или матрицы  рекомендуемое расстояние между крайними точками охлаждающих каналов круглого поперечного сечения составляет 1D – 2D [31] или 1,5D – 2,5D [1, 3], где D – диаметр канала (соответственно 2D – 3D [31] – или 2,5D – 3,5D [1, 3] между осями каналов).

      В работе [62] для охлаждающих каналов диаметром от 4 до 8 мм при расстоянии от оформляющей полости до центра канала 6 мм, расстоянии между центрами каналов 8 мм, получили минимальное время охлаждения изделия при диаметре каналов 4 мм.
     Бльшую площадь поверхности при том же объеме (по сравнению с охлаждающими каналами круглого поперечного сечения) имеют, например, охлаждающие каналы прямоугольного, полукруглого [63-65], каплеобразного [32, 49, 52, 58], ромбического [58] поперечного сечения, а также поперечного сечения в виде прямоугольника, скругленного с одной стороны [3]. В то же время, в каналах, содержащих острые углы, течение остается ламинарным вблизи углов даже при Re > 10 000 в основной части сечения канала  [51], что приводит к низкой теплоотдаче участков поверхности каналов, примыкающим к углам. Кроме того, такая геометрия поперечного сечения охлаждающих каналов вызывает высокую концентрации напряжений вблизи углов, которая снижает прочность и долговечность ФОД (подробнее см. раздел 3). Поэтому для устранения застойных зон и предотвращения преждевременного разрушения ФОД, углы каналов скругляют. Последнее относится ко всем типам охлаждающих каналов и полостей.
     АТ позволяют изготовить охлаждающие каналы произвольного (неправильного) поперечного сечения с относительно высокой площадью поверхности. При изменении формы и размеров поперечного сечения охлаждающих каналов все переходы должны быть плавными, т.к. резкое уменьшение площади поперечного сечения, повышает потери давления хладагента [51].
     В работе [66] использовали каналы круглого поперечного сечения диаметром D1 = 10 мм с периодическим увеличением диаметра в диапазоне D2/D1 от 1,3 до 1,7 и L1/L2 от 0,3 до 0,7 где D2 – увеличенный диаметр канала; L1 – длина участка канала диаметром 10 мм; L2 – длина участка канала с диаметром D2. Расчетным путем показано, что охлаждающие каналы с периодическим увеличением диаметра канала дают больший тепловой поток от отливки к системе охлаждения литьевой формы по сравнению с «обычными» каналами круглого поперечного сечения, что можно объяснить увеличением поверхности охлаждающих каналов и уменьшением расстояния до оформляющей поверхности в области утолщений.
     Предложены разные типы «сеток» (net, mesh) для «конформного» охлаждения (рис. 1, в и г) [11, 58, 67-68]. Правильно сконструированные и «запитанные» «сетки» (о «запитке» см. ниже) могут быть более эффективными по сравнению с каналами других типов [67].

    
      
 
Рис. 1. Схематичное изображение конструктивных элементов «конформной» системы охлаждения: канал постоянного круглого поперечного сечения (а); канал произвольного поперечного сечения (б); «сетки» (в, г); полость (д); стрелками показаны входы и выходы хладагента.
    
    
 
Рис. 2. Конструктивный элемент «конформной» системы охлаждения - трехмерная «сетка» [71]: элемент ФОД с отверстиями для охлаждающих каналов (а); элемент охлаждающего канала в виде трехмерной «сетки» (б); область ФОД с отверстиями для охлаждающих каналов (в); охлаждающие каналы в виде трехмерной «сетки» (г); стрелками показаны входы и выходы хладагента.
       
      
 
Рис. 3. Конструктивные элементы для увеличения площади теплоотдачи, устранения застойных зон и обеспечения турбулентного течения хладагента в каналах и полостях: канал круглого поперечного сечения с тремя продольными внутренними ребрами (показаны области, заполняемые хладагентом) [74] (а); внутренняя решетка для каналов и полостей [78] (б); стрелками показаны входы и выходы хладагента.
     


     В работе [69] предложен метод создания «сеточных» охлаждающих каналов путем перестроения поверхностной сетки, расположенной эквидистантно относительно изделия, с использованием центроидальной диаграммы Вороного. Позже те же авторы [70] сделали вывод о меньшей эффективности такой системы охлаждения по сравнению с другими конструкциями «конформных» каналов охлаждения. Однако, сравнение проводилось с системой охлаждения, имеющей существенно большую площадь поверхности охлаждающих каналов, чем для «сетки», созданной на основе диаграммы Вороного. Кроме того, «запитка» «сетчатых» каналов, построенных на основе диаграммы Вороного, в упомянутой работе была далека от оптимальной.
     В работах [71-72] использовали охлаждающие каналы в виде трехмерных «сеток» (scaffold) (рис. 2). Преимуществом таких охлаждающих каналов является высокая площадь, поверхности, однако, теплоотдача каналов имеет высокую неравномерность: она существенно выше у тех каналов, которые расположены ближе к оформляющей поверхности.

     Традиционно полостное охлаждение [1] редко применяется в литьевых формах из-за обширных застойных зон при течении хладагента внутри полости. Полости, как элементы «конформного» охлаждения литьевых форм, использованы в работах [65, 73]. Несмотря на большую площадь поверхности теплоотдачи при полостном охлаждении, оно менее эффективно, чем охлаждающие каналы [49] вследствие высокой неравномерности отвода тепла поверхностью охлаждающих полостей. Новые возможности математического моделирования 3D-течения хладагента позволяют сделать вывод об эффективности применения полостного охлаждения в конкретных случаях (см. раздел 4).

     Для устранения застойных зон в полостях и повышения эффективности каналов разных типов могут применяться внутренние продольные ребра (рис. 3, а) [74], фонтанирующие трубки [32], перегородки [32, 75], которые изготавливаются как цельная конструкция вместе с другими элементами системы охлаждения по АТ.
    
Известно о высокой эффективности поперечных ребер (в том числе перфорированных) для интенсификации теплоотдачи в теплообменниках [76-77]. Однако, создание поперечных ребер по АТ может быть проблематичным из-за необходимости использования поддержек и затруднений в тех случаях, когда требуется удаление порошка (см. раздел 5). Согласно [32] для обеспечения долговечности конструкции под действием потока хладагента толщина ребер и других внутренних элементов каналов и полостей не должна быть меньше 1 мм. 
    
В работе [78] использованы внутренние решетки (lattice structure), один из вариантов которых показан на рис. 3, б), для интенсификации теплообмена в «конформных» каналах и полостях (толщина элемента решетки составляет 0,5 мм). Предложенные в этой работе конструкции решеток дают приемлемые потери давления хладагента и повышенную эффективность охлаждения.
     Элементы «конформной» системы могут соединяться последовательно или параллельно
[27, 49, 67, 79], образуя контур «конформного» охлаждения.
    
Преимуществами последовательного соединения элементов «конформного» контура являются сохранение высокого расхода хладагента, обеспечиваемого термостатом литьевой формы [44], и высокая стабильность расхода хладагента в охлаждающем контуре. Однако, последовательное соединение элементов контура приводит к высоким потерям давления хладагента, соответственно повышаются требования к максимальному давлению (точнее - к напорной характеристике) термостата. При недостаточном давлении термостата расход хладагента падает, что ведет к снижению эффективности охлаждения. Еще одним недостатком последовательного соединения элементов является значительный разогрев хладагента в контуре охлаждения.
    
Преимуществами параллельного соединения элементов охлаждающего контура являются снижение потерь давления и уменьшение разогрева хладагента в контуре, однако, при этом снижается расход хладагента в ветвях контура, и может возникать неравномерность расхода. Для обеспечения высокой теплоотдачи в этом случае необходимо использовать термостат литьевой формы с повышенным расходом, по сравнению с последовательным соединением элементов контура. Неравномерность расхода хладагента при параллельном соединении каналов появляется при разном сопротивлении ветвей из-за разного поперечного сечения, разной длины, поворотов и изгибов каналов [80]. Поэтому для предотвращения неравномерности расхода в параллельных ветвях применяют одинаковые охлаждающие каналы.
    
В работе [49] минимальные неравномерность температуры и коробление литьевого изделия получили при параллельном соединении конформных охлаждающих каналов. В некоторых случаях наилучшие результаты достигаются при комбинации параллельного и последовательного соединения в «конформных» контурах охлаждения [68].

     Для получения требуемой площади теплопередающей поверхности в каналах системы охлаждения элементы контура могут быть «уложены» складками (зигзагом) [22-23, 32, 50, 58, 68, 81-85], спиралью или двойной спиралью [21-22, 32, 67-68, 81-82, 84, 86] (рис. 4). В работах [49, 67] двойная спираль использована для «укладки» параллельных ветвей «конформной» системы.
     
     
      
Рис. 4. «Укладка» контура охлаждения складками (зигзагом) (а) и спиралью (б) при последовательном соединении элементов контура.
     
     
     Искривления охлаждающих каналов повышают Re, т.к. повышается Vлин для центральной линии канала при заданном расходе, что положительно влияет на отвод тепла [51]. «Укладка» элементов контура охлаждения позволяет увеличить площадь поверхности охлаждающих каналов, однако их изгибы и повороты повышают потери давления в контуре охлаждения [32, 84]. Например, резкий поворот канала на 90о дает почти в 5 раз больший коэффициент сопротивления течению хладагента, чем плавный поворот [2, 51]. Поэтому для уменьшения потерь давления повороты охлаждающих каналов должны быть сглажены.
    
При наличии параллельных ветвей или «сеток» в контуре охлаждения предусматривают распределительные каналы. Распределительные каналы должны иметь большее поперечное сечение [49, 58], т.к. из них происходит «снабжение» охлаждающей системы хладагентом и «сбор» хладагента на выходе. Площадь поперечного сечения распределительного канала должна быть равна сумме площадей каналов, которые он «снабжает» или из которых он отводит хладагент. Т.е. для охлаждающих каналов круглого поперечного сечения:

                                                                                   

где Dр - диаметр распределительного канала; Dп – диаметр каналов при параллельном соединении; Nп – количество параллельных каналов.
     Функционально выделяют 4 области «конформного» охлаждения: область входа (выхода) в ФОД (из ФОД), переходную область, область «запитки» и собственно «конформную» часть (с учетом [32]).
     В области входа (выхода) в ФОД (из ФОД) используются каналы круглого поперечного сечения, которые обычно имеют диаметр, равный диаметру подводящих (отводящих) каналов контура. В переходной области происходит стабилизация течения хладагента перед областью «конформных» каналов [32]. Конструкция области «запитки» имеет большое значение для устранения застойных зон при использовании охлаждающих каналов сеточного типа.
     Для достижения наибольшей экономической эффективности «конформные» системы охлаждения часто комбинируют с «обычными» охлаждающими каналами: просверленными, с фонтанирующей трубкой или перегородкой и пр. [19, 84]. Для относительно крупногабаритных деталей «конформное» охлаждение может применяться в отдельных областях ФОД, тогда как в других областях используется традиционное охлаждение [22]. В литьевых формах с «конформным» охлаждением пунсонов и знаков, для охлаждения матриц нередко применяются обычные системы охлаждающих каналов, поскольку, как было отмечено выше, для матрицы проще обеспечить эффективное охлаждение. Тем не менее, имеются примеры, в которых применение «конформного» охлаждения для матриц положительно влияет на снижение времени цикла [17].
     
      
3. Материалы для изготовления ФОД. Влияние технологии изготовления ФОД на их механическую прочность

     Как и в традиционных технологиях изготовления ФОД, выбор материала ФОД при использовании АТ имеет очень большое значение для долговечности литьевой формы, т.к. форма для литья под давлением работает в условиях периодического нагружения при высоком давлении. Для предотвращения преждевременного разрушения, материал ФОД должен иметь достаточную усталостную прочность. Кроме того, многие литьевые термопластичные материалы обладают высокими абразивными и агрессивными свойствами. Вопросы, касающиеся выбора материалов ФОД литьевых форм для литья термопластов под давлением, обсуждаются в справочниках и монографиях [1-2, 87], а также в работе [88].

      В таблице 2 приведена информация о некоторых сталях, применяемых при изготовлении ФОД по АТ для крупносерийного производства. Материалы ФОД, используемые в литьевых формах для получения малых серий изделий из термопластов, в настоящем сообщении не рассматривается.
      
      
Таблица 2. Стали, используемые при изготовлении ФОД по АТ для крупносерийного производства.
     
       
     Важнейшие требования к сталям, которые используются при изготовлении ФОД для крупносерийного производства - высокая стойкость к абразивному износу и усталостному растрескиванию. Повышенный износ наблюдается, в частности, в области впускных литниковых каналов [91], тогда как даже небольшое изменение их размеров может оказывать крайне негативное влияние на стабильность процесса литья.
     Закаливаемые стали 1.2344 и 1.2343 имеют высокую стойкость к истиранию. В работе [88] отмечено, что ФОД, изготовленные из стали 1.2344, выдержали 1 млн циклов литья изделия из полиамида, содержащего 33% стекловолокна без каких бы то ни было следов абразивного износа. Стали 1.2344 и 1.2343 характеризуются высокой стойкостью к усталостному растрескиванию. Для повышения стойкости к усталостному растрескиванию их закаливают до твердости не выше 50 - 52 HRC (обычно 44 – 48 HRC) [88, 92-94].

     Мартенситно-твердеющую сталь 1.2709 закаливают до 50 - 56 HRC [90]. Максимальная рабочая температура ФОД, изготовленных по АТ из этой стали, составляет 400 оС [90], что позволяет перерабатывать почти все термопласты (к исключениям относятся некоторые наиболее термостойкие материалы, включая отдельные марки PEI, PPSU, PBI + PEEK).

     Для достижения еще большей стойкости к абразивному износу на ФОД, наносят слой нитрида титана или хрома толщиной 2 – 3 мкм, например, вакуумным напылением [95].
    
Cтали, приведенные в таблице 2, не применяют в формах для литья под давлением изделий из ПВХ, т.к. для переработки этого материала необходима нержавеющая сталь.

     Ресурс работы ФОД может значительно снижаться из-за влияния термических остаточных напряжений, концентраторов напряжений, структурной неоднородности ФОД и др. факторов.
     Термические остаточные напряжения возникают при изготовлении ФОД по АТ [96-100]. Для снижения остаточных напряжений, а также уменьшения анизотропии, ФОД подвергают термообработке [31].
     Крайне негативное влияние на ресурс работы ФОД оказывают концентраторы напряжений, поскольку вблизи них напряженное состояние может увеличиваться многократно
[101]. Согласно [5], даже для традиционных охлаждающих каналов диаметром 8 – 10 мм, коэффициент концентрации напряжений на расстоянии от осевой линии канала 1D – 4D, где D – диаметр канала, превышает 3 (такая концентрация напряжений считается малой [52]). Очень высокая концентрация напряжений возникает в углах отверстий с внутренними углами ≤ 90о (прямоугольного, треугольного и пр. поперечных сечений), поэтому, для повышения ресурса работы ФОД углы охлаждающих каналов рекомендуется сглаживать. Концентраторами напряжений являются также «неровности» поверхности охлаждающих каналов, характерные для ФОД, изготовленные по АТ.
     
В работе [84] изучали характеристики при растяжении стандартных образцов из стали H13, изготовленных по технологии SLM и фрезерованием, при испытаниях на растяжение, а также их усталостные характеристики. Для образцов, полученные по АТ без термообработки (твердость составила 59 HRC), предел текучести и предел прочности оказались соответственно на 37% и 29% меньше показателей для образцов, полученных фрезерованием и закаленных до 50 HRC. После термообработки образцов, полученных по АТ, при твердости 51 HRC их предел текучести и предел прочности практически не уступали показателям образцов, изготовленных фрезерованием. Однако долговечность образцов, полученных по АТ, при усталостном нагружении была существенно ниже показателя образцов, изготовленных фрезерованием.
      Необходимо отметить, что вопросы механического поведения ФОД с «конформным» охлаждением в условиях литья под давлением остаются недостаточно изученными, хотя эти вопросы являются очень важными для обеспечения долговечности ФОД. Отсутствуют публикации о ресурсе работы биметаллических ФОД.

Как было упомянуто выше, большие проблемы отвода тепла возникают при малых и особенно сверхмалых литьевых циклах, достижимых при малой толщине стенки литьевых изделий. Между тем известно, что литье тонкостенных изделий требует более высоких скорости и давления впрыска по сравнению процессом литья под давлением изделий средней и высокой толщины, а также высокого быстродействия литьевой машины, что выдвигает повышенные требования к материалу ФОД [102-104].

 

           

4. Инженерные расчеты «конформного» охлаждения литьевых форм
    

     Математическое моделирование (инженерные расчеты) с использованием специализированного программного обеспечения широко применяются для прогнозирования и устранения проблем литья термопластов под давлением [30, 105]. В [19, 31] отмечено большое значение инженерных расчетов при разработке оптимальной конструкции «конформной» системы охлаждения.
    
При математическом моделировании литья под давлением можно учесть важнейшие факторы, влияющие на эффективность «конформной» системы охлаждения. В современных системах инженерных расчетов применяются 2,5D и 3D-подходы соответственно с моделированием двух- и трехмерного течения расплавов термопластичных материалов в оформляющей полости (в 2,5D-подходе не учитывается течение расплава в направлении толщины стенки оформляющей полости) [106]. К настоящему времени 3D-подход стал основным подходом для решения практических задач литья термопластов под давлением [107].
    
При 3D-подходе к моделированию течения расплава в оформляющей полости течение хладагента в охлаждающей системе может моделироваться как одномерное (1D) или трехмерное (3D), а процесс теплопереноса от отливки к охлаждающей системе может рассматриваться как стационарный (в каждой точке литьевой формы берется средняя температура в цикле литья) или нестационарный, при котором температура в каждой точке литьевой формы изменяется в цикле литья от минимума (перед началом впрыска) до максимума (после окончания впрыска).  
    
Примеры инженерных расчетов «конформного» охлаждения для 1
D-течения хладагента приводятся в работах [17,20, 29, 79, 108-110]. В таких расчетах не учитываются застойные зоны, и связанная с этим неравномерность отвода тепла поверхностью охлаждающих каналов. Кроме того, охлаждающие каналы некруглого поперечного сечения заменяются каналами круглого поперечного сечения с диаметром, равным гидравлическому диаметру реального канала. Такой метод, в частности, не позволяет корректно смоделировать течение хладагента в каналах сложного поперечного сечения и полостях.
    
Программное обеспечение Moldex3D [111] позволяет выполнить 3D-расчеты течения расплава в оформляющей полости на стадиях заполнения и уплотнения с применением метода конечных объемов. Моделирование охлаждения отливки в литьевой форме может проводиться для 3D‑течения хладагента в охлаждающих каналах и полостях с учетом влияния шероховатости поверхности каналов на число Рейнольдса [30, 49].

     На рис. 6 и в таблице 3 представлены результаты расчета охлаждения литьевой формы в Moldex3D (версия 16) [111-112] при 3D-течении хладагента (воды) в охлаждающих каналах для горячеканального литья под давлением тонкостенного изделия технического назначения из модифицированного полифениленоксида (модель литьевой формы показана на рис. 5). Расчет для нестационарных условий охлаждения литьевой формы проводился по методу BLM [30, 107, 111-112] с использованием комбинированных 3D-сеток, содержащих несколько слоев призматических элементов в пристенной области оформляющей полости и охлаждающих каналов.
      
      
 
Рис. 5. Модель горячеканальной литьевой формы с комбинированной системой охлаждения: «конформным» контуром охлаждения во вставке пуансона и двумя контурами охлаждения (просверленные каналы») в матрице (а); фрагмент модели литьевой формы (б); модель охлаждающих контуров (в); фрагмент 3D-сетки («разлом») для «конформного» охлаждающего канала и вставки пуансона (г). Стрелками обозначены: желтым цветом – направление смыкания литьевой формы; красным цветом – вход расплава; синим цветом – входы хладагента; голубым цветом – выходы хладагента.
     
      
Рис. 6. Результаты расчета в Moldex3D для 3D-течения хладагента в охлаждающих каналах при времени цикла 12 секунд (расчет 1): вектор скорости течения хладагента в охлаждающих контурах (области с низкими значениями скорости течения хладагента – застойные зоны (а, б); температура хладагента в контурах охлаждения (в); число Рейнольдса в контурах охлаждения, рассчитанное с учетом влияния температуры хладагента (г); температура для разреза литьевой формы (д); стрелками показаны входы и выходы хладагента; условия расчета см. в таблице 3.
     
     
Таблица 3. Условия и результаты расчетов при изменении времени выдержки на охлаждение (tохл) и соответствующего изменения времени цикла (tц): максимальная разность температуры хладагента на выходе из контура и входе в контур для трех контуров (∆Тх); максимальная разность температуры пуансона и матрицы (∆Тп/м); максимальная температура вставки пуансона (Tп); коробление, вызванное неравномерностью охлаждения отливки со стороны пуансона и матрицы (W).
     Примечания: 1 Другие технологические условия расчетов: температура расплава 290 оС; скорость впрыска 19 см3/c; давление выдержки 80 МПа; время выдержки под давлением 3,5 с; температура хладагента на входе в контуры охлаждения 80 оС; расход хладагента для каждого контура 1,5 л/мин. 2 Результаты расчета ∆Тх, ∆Тп/м и  Tп приведены для окончания выдержки на охлаждение. 3 Максимальное коробление (определялось по максимальному отклонению от заданной геометрии отливки) наблюдалось в области «дна» изделия.
     
     

     Комбинированная система охлаждения (рис. 6, а, б, в) литьевой формы включает контур «конформного» охлаждения для пуансона и два контура охлаждения из просверленных каналов для матрицы. Вставка пуансона («вставка литьевой формы» в использованной модели) изготовлена из материала 1.2344.

      Технологические условия охлаждения литьевой формы выбирались с учетом характеристик термостата TT-188 компании TOOL-TEMP [113].
     Преимуществом 3D-моделирования течения хладагента в системе охлаждения литьевой формы является возможность выявления застойных зон – областей с низкой скоростью течения хладагента (рис. 6, а и б), учета неравномерности теплоотдачи поверхностью охлаждающей системы (в том числе из-за влияния взаимного пространственного расположения оформляющей поверхности и поверхности охлаждающих каналов), проведения расчетов при произвольной геометрии каналов, а также при полостном охлаждении. Неравномерность теплоотдачи поверхностью охлаждающих каналов проявляется, в частности, для каналов круглого поперечного сечения: температура хладагента выше вблизи участков поверхности канала, расположенных ближе к отливке, по сравнению с аналогичными участками (относительно центральной линии канала), расстояние от которых до отливки больше (рис. 6, в).
     В общем случае выбор критериев оценки процесса охлаждения литьевой формы, в том числе конформного охлаждения, осуществляется на основе требований к литьевому изделию с учетом особенностей термопластичного материала: его механических характеристик, колебания технологической усадки [114] и пр.
     В рассматриваемом примере максимальный разогрев хладагента происходит в «конформном» контуре охлаждения. Заданный расход хладагента обеспечивает турбулентное течение хладагента (вне «тупиковых» участков охлаждающих каналов матрицы Re составляет 8000 – 14000), при времени цикла 12 секунд (расчет 1 в таблице 3) максимальная разность температур вставки пуансона и матрицы составляет 3,2 оС), при этом не наблюдается существенного коробления отливки. При увеличении времени цикла до 14 секунд (расчет 2 в таблице 3), максимальная разность температур вставки пуансона и матрицы снижается. Однако, дальнейшее увеличение времени цикла (расчеты 3 и 4 в таблице 3) приводит к повышению температуры матрицы по сравнению с температурой вставки пуансона.
     Оптимизация конструкции «конформной» системы охлаждения с использованием инженерных расчетов в конкретных задачах проводится с учетом всех влияющих факторов, рассмотренных в предыдущих разделах. В качестве целевых критериев оценки эффективности системы охлаждения литьевой формы в зависимости от особенностей задачи используют минимальное время охлаждения, минимальный разброс температуры оформляющей поверхности (пуансона, матрицы) или изделия, минимальную разность температур между оформляющими поверхностями пуансона и матрицы, а также характеристики напряженно-деформированного состояния изделия (минимальные колебание технологической усадки, коробление и остаточные напряжения), другие прогнозируемые характеристики качества литьевых изделий или функционалы из таких характеристик (в том числе с весовыми коэффициентами). Выбор оптимального решения осуществляется с учетом характеристик термостата литьевой формы.
    
Для оптимизации «конформной» системы охлаждения применяют планирование эксперимента [62], генетические алгоритмы [115] и пр.
     В работе [25] рассмотрена методология построения «окна» эффективной работы «конформной» охлаждающей системы в координатах диаметр охлаждающего канала – длина контура охлаждения с учетом потерь давления хладагента, разогрева хладагента в охлаждающем контуре, технологических и прочих ограничений.
     При увеличении площади поверхности охлаждающих каналов и уменьшении расстояния от канала до оформляющей поверхности (при малых циклах и пр.) должна быть обеспечена прочность и долговечность ФОД. С помощью математического моделирование можно спрогнозировать напряженно-деформированное состояние ФОД с «конформным» охлаждением [84, 116-117].
     Интересной и важной задачей является автоматическое создание модели «конформных» охлаждающих каналов с использованием модели отливки или оформляющей поверхности литьевой формы.
     В работе [118] построение «конформных» каналов осуществляется на основе «сегментации» (разбиения на небольшие поверхности простой геометрии) поверхностной модели изделия с последующим созданием суперквадриков - поверхностей второго порядка, где показатели степени 2 заменены произвольным числом. Отмечается трудоемкость такого метода создания «конформных» каналов.
    
Авторы работы [69] применяют для автоматического создания «конформных» охлаждающих каналов эквидистантные поверхности. В работах [119-120] рассмотрена методология построения охлаждающей системы ФОД путем последовательных итераций конструкции каналов на основе изотерм, рассчитанных для эквидистантной поверхности на предыдущем шаге итерации.
     В работе [121] предложили метод автоматического построения «конформных» охлаждающих каналов на основе «сеточных »каналов, предварительно созданных на эквидистантной поверхности, с учетом объема каналов, потерь давления хладагента, а также расстояния между каналами с исключением неэффективных участков каналов.
    
Создание эквидистантных поверхностей для изделий сложной конструкции является трудоемкое процедурой. Меньшая трудоемкость характерна для методов автоматического создания «конформных» охлаждающих каналов на основе эквидистантных кривых. В работе [86] «конформное» охлаждение создается с использованием «петель»: сначала получают замкнутые линии на пересечении поверхности литьевого изделия и нескольких плоскостей, перпендикулярных направлению разъема литьевой формы. Далее на этих плоскостях строят «петли» - расположенные эквидистантно от полученных замкнутых линий. Потом на основе «петель» создают спиральные каналы (одинарная или двойная спираль).
    
Автоматическое создание «конформной» системы охлаждающих каналов на основе понятия видимости обсуждается в работах [122-123].
    
Метод построения эквидистантных охлаждающих каналов, находящихся на заданном расстоянии от отливаемого изделия на параллельных плоскостях, расположенных по направлению разъема литьевой формы, реализован в модуле Cooling Channel Designer программного обеспечения Moldex3D [124].
       
     
      
5. Ограничения и недостатки и «конформного» охлаждения, изготовленного с использованием АТ

     Существенным технологических ограничением «конформных» охлаждающих систем, изготовленных по АТ, по сравнению с традиционными литьевыми формами, является невозможность механической чистки охлаждающих каналов, что определяет специальное требования к хладагенту: отсутствие солей жесткости в воде, вызывающих зарастание теплообменных поверхностей твердыми осадками (образование накипи) и ингибирование коррозии металла в каналах.
     Несмотря на большой интерес к изготовлению ФОД с «конформным» охлаждением, изготовленным по АТ, эти технологии пока редко внедряются непосредственно инструментальными компаниями. Основными сдерживающими факторами для широкого распространения АТ в производстве литьевых форм, как отмечено в [15], являются необходимость значительных инвестиций в технологическое оборудование и высокая стоимость подходящих металлических порошков.
     Помимо этого, имеются технологические недостатки и ограничения АТ, которые могут оказывать негативное влияние на результат изготовления ФОД. Технологические ограничения методов АТ обсуждаются, например, в [12, 125-126].
     Одним из ограничений методов DMLM, SLM, EBM и DMD является необходимость использования поддержек (подпорок) для стенок, угол которых к технологической платформе меньше 45о. [127]. Поскольку поддержки невозможно удалить из внутренних областей готовых ФОД, это ограничение должно быть учтено при проектировании «конформных» охлаждающих каналов, в частности при определении вида и размеров поперечного сечения, а также расположения охлаждающих каналов [32]. В некоторых случаях роль поддержек могут выполнять внутренние ребра и решетки (см. раздел 2).
    
Существенным ограничением при определении конструкции «конформной» охлаждающей системы является необходимость удаление порошка для методов
DMLM, SLM, EBM и SLS [7, 32, 73, 128]. В [73] отмечено, что удаление порошка становится проблематичным для охлаждающих каналов в ФОД, содержащих более 2-х изгибов с углом менее 90о, а также для спиральных или кольцевых каналов радиусом менее 50 мм при общей длине каналов, превышающей 100 мм.
     Влияние технологических условий АТ на точность изготовления ФОД обсуждаются, например, в [129-130]. В частности, большое влияние на качество ФОД оказывает направление роста слоев [61]. Выбор оптимальных условий изготовления ФОД по АТ зависит от распределения частиц порошка и особенностей технологического оборудования (типа характеристик лазера и пр.) [84]. Как было отмечено выше, проблемы точности ФОД, изготавливаемых по АТ, проще решить при использовании «гибридных» технологий.
     Для получения качественной ФОД с использованием АТ необходима предварительная отработка технологического процесса с учетом особенностей конструкции ФОД, однако проблемы могут возникать даже при отработанном процессе. Авторы монографии [126] отметили отсутствие научных данных, показывающих «определенный набор правил, которые позволяют получить хорошую повторяемость» при использовании АТ.
    
Визуальный и размерный контроль «внешней» поверхности ФОД являются недостаточными для оценки качества изготовления «конформной» охлаждающей системы, поэтому для ее контроля применяют радиографические методы. Для оценки эффективности работы «конформной» системы охлаждения в условиях литья под давлением контролируют температуру ФОД с помощью тепловизоров [32, 81, 83].

 

       
6. Заключение

     Применение АТ для изготовления ФОД с «конформными» системами охлаждения дает существенные экономические и технологические преимущества производителям литьевых деталей, что обусловливает большой интерес промышленности к этим технологиям. Тем не менее, АТ изготовления «конформных» охлаждающих систем пока внедряются, главным образом, в специализированных компаниях. Можно ожидать, что совершенствование АТ, а также снижение стоимости технологического оборудования (особенно для гибридного производства) и подходящих стальных порошков будут способствовать широкому использованию АТ непосредственно изготовителями литьевых форм.
     Обсуждается методология конструирования «конформных» охлаждающих систем, а также ограничения, связанные с АТ.
    
Инженерные расчеты «конформных» охлаждающих систем с моделированием 3
D-течения хладагента рассмотрены на примере программного обеспечения Moldex3D компании CoreTech System.
     Отмечена необходимость дальнейших экспериментальных исследований влияния материала и технологических параметров изготовления ФОД на их долговечность в условиях литья термопластов под давлением.
    
В «конформных» системах охлаждающие каналы располагают эквидистантно относительно оформляющей поверхности, что позволяет получить рассмотренные выше преимущества технологического процесса литья. Однако, для литьевых изделий с разнотолщинностью, определяющим фактором, влияющим, в частности на колебание технологической усадки, коробление и остаточные напряжения, является локальная толщина стенки. Для снижения негативного влияния разнотолщинности на качество изделий для участков разной толщины охлаждающие каналы располагают на разном расстоянии от оформляющей поверхности: ближе к оформляющей поверхности для более толстостенных участков изделия и дальше – для тонкостенных (см, например
[1]).
     В этом случае представляется целесообразным расширение концепции «конформного» охлаждения: эквидистантное расположение охлаждающей системы для областей одной толщины при разных расстояниях от каналов охлаждения до оформляющей поверхности в областях разной толщины. Такая концепция (variable distance conformal cooling channels) рассмотрена в работах [131-132].

  

            Авторы выражают глубокую благодарность С.В. Девятову (АО «СиСофт») за ценные советы при подготовке настоящего сообщения, компании CoreTech System Co., Ltd. (www.moldex3d.com ) за предоставленную информацию и программное обеспечение.
      
      

Литература

    
     1. Пантелеев А.П., Шевцов Ю.М., Горячев И.А. Справочник по проектированию оснастки для переработки пластмасс. - М.: Машиностроение, 1986. - 400 с.
    
2. Menges G., Michaeli W., Mohren P. How  to make injection  molds. 3 rd edition. Hanser, 2001. - 612 p.
     3. Rees H. Mold engineering. Hanser, 2002. - 688 p.
     4. Park H.-S., Dang, X.-P. Optimization of conformal cooling channels with array of baffles for plastic injection mold // Int. J. Prec. Eng. Manuf
. 2010. V. 11, № 6. – P. 879 – 890.
     5. Казмер Д.О. Разработка и конструирование литьевых форм. Пер. с англ. Под ред. В.Г. Дувидзона. – СПб.: Профессия, 2011. - 464 с.
    
6. Dang X.-P., Park H.-S. Design of U-shape milled groove conformal cooling channels for plastic injection mold // Int. J. Prec. Eng. Manuf. 2011. V. 12, № 1. - P. 73 – 84.
     7. Gibbons G.J., Hansell R.G. Direct tool steel injection mould inserts through the Arcam EBM free-form fabrication process // Assembly Automation. 2005. V. 25, № 4. – P. 300 – 305.
     8. Raennar L., Glad A., Gustafson C. Efficient cooling with tool inserts manufactured by electron beam melting // Rapid Protot. J. 2007. V. 13, № 3. - P. 128 – 135.
     9. Gebhardt A., Hoetter J.-S. Rapid tooling // CIRP Encyclopedia of production engineering / Ed. by Laperriere L., Reinhart G. – Berlin, Heidelberg: Springer-Verlag, 2014. – P. 1025 – 1035.

    
10. Зленко М.А., Нагайцев М.В., Довбыш В.М. Аддитивные технологии в машиностроении: Пособие для инженеров. - М.: ГНЦ РФ ФГУП «НАМИ» 2015. - 220 с.
    
11. Gebhardt A., Hötter J.-S. Additive manufacturing: 3D printing for prototyping and manufacturing. – Munich: Carl Hanser Verlag, 2016. - 591 p.
     12. Thompson M.K., Moroni G., Vaneker T., Fadel G., Campbell R.I., Gibson I., Bernard A., Schulz J., Graf P., Ahuja B., Martina F. Design for additive manufacturing: Trends, opportunities, considerations, and constraints // CIRP An. Manuf
. Technol. 2016. V. 65. - P. 737 – 760.

     13. Рудской А.И. Аддитивные технологии: учебное пособие / Рудской А.И., Попович А.А., Григорьев А.В., Каледина Д.Е.. СПб.: Изд-во Политехн. ун-та, 2016. – 298 с.
    
14. Knights M. DME offering conformal cooling components // Plast. Mach. Mag. 2017. № 8.

http://www.plasticsmachinerymagazine.com/technology/molds-tooling/dme-offering-conformal-cooling-components.html
    
15. Peças P., Ribeiro I., Henriques E., Raposo A. Additive manufacturing in injection molds - Life cycle engineering for technology selection // Advanced applications in manufacturing engineering. Elsevier Ltd., Woodhead Publishing, 2019. - P. 105 - 139.
     16. Jacobs P.F. The express tool process // Rapid tooling: Technologies and industrial applications / Ed. by P.D. Hilton, P.F. Jacobs. – N.Y., Basel: Marcel Dekker, Inc., 2000.
     17. Dimitrov D., Moammer A. Investigation towards the impact of conformal cooling on the performance of injection moulds for the packaging industry // J. New Gen. Sci. 2010. V. 8, № 1. – P. 29 - 46.
     18. Ahn D.-G., Park S.-H., Kim H.-S. Manufacture of an injection mould with rapid and uniform cooling characteristics for the fan parts using a DMT process // Int. J. Precis. Eng. Manuf. 2010. V. 11, № 6. - P. 915 - 924.
     19. Beard R.A. Why conformal cooling makes $ense // Plast. Tech. 2014. V. 60, № 6. - P. 34 – 37.
     20. Patil R.P., Patil N.K., Surange J.R. A review on cooling system design for performance enhancement of injection molding machine // Int. J. Eng. Trend. Tech. ICGTETM. 2016. № 1. - P. 129 – 136.
     21. Park H.-S., Dang X.-P., Song X.-P. Improving the cooling efficiency for the molding of a complex automotive plastic part by 3D printing technology // Trans. KSAE. 2017. V. 25, № 4. - P. 508 - 515.
     22. Park H.-S., Dang X.-P. Development of a smart plastic injection mold with conformal cooling channels // Procedia Manuf. 2017. V. 10. - P. 48 - 59.
     23. Reduce 33% Cycle time through CAE evaluation method of conformal cooling system. CoreTech System Co. Ltd., 2018. – 3 p.
http://www.moldex3d.com/en/blog/customer_success/reduce-33-cycle-time-through-cae-evaluation-method-of-conformal-cooling-system/   
    
24. Sachs E., Wylonis E., Allen S., Cima M., Guo, H. Production of injection moulding with conformal cooling channels using the three dimensional printing process // Polym. Eng. Sci. 2000. V. 40, № 5. - P. 1232 - 1247.
     25. Xu X., Sachs E., Allen S. The design of conformal cooling channels in injection molding tooling // Polymer Eng. Sci. 2001. V. 41, № 7. - P. 1265 – 1279.
     26. Ahn D.-G., Kim H.-W. Study on the manufacture of a thermal management mould with three different materials using a direct metal tooling rapid tooling process // Proc. IMechE Eng. Manuf. 2010. V. B224, № 3. - P. 385 – 402.
     27. Marques S., Souza A.F. de, Miranda, J., Yadroitsau I. Design of conformal cooling for plastic injection moulding by heat transfer simulation // Polimeros. 2015. V. 25, № 6. - P. 564–574.

     28. Linear AMS utilizes Moldex3D conformal cooling analysis to reduce 69% cooling time. CoreTech System  Ltd., 2017. – 4 p. http://www.moldex3d.com/en/blog/customer_success/linear-ams-utilizes-moldex3d-conformal-cooling-analysis-to-reduce-69-cooling-time/

     29. Rahim S.Z.A., Sharif S., Zain A.M., Nasir S.M., Saad R.M. Improving the quality and productivity of molded parts with a new design of conformal cooling channels for the injection molding process // Adv. Polymer Technol. 2016. V. 35, № 1. Paper 21524. - P. 1 – 10.
     30. Wang M.-L., Chang R.-Y., Hsu C.-H. Molding Simulation: Theory and practice. Carl Hanser Verlag, Munich 2018. - 513 p.

     31. Frick L. The difference between machined and 3D printed metal injection molds // Mach. Des. 2014. June. https://www.machinedesign.com/3d-printing/difference-between-machined-and-3d-printed-metal-injection-molds
    
32. Mielonen M. Improving production efficiency of injection molding process by utilization of laser melted tool inserts with conformal cooling. MSc Thesis. Aalto University, 2016. - 120 p.

     33. Hybrid machine combines additive, milling // Moldmaking Technol. 2016. № 8.
     34. Perfectly cooled! Molds without hot spots. Concept Laser GmbH, 2017. - 4 p.

     35. Hybrid AM manufacture with metal laser processing and high-speed milling. Matsuura Machinery Corp. 2018. https://www.lumex-matsuura.com/english/contents/lumex03.html#cont04
    
36. Linear motor drive precision metal 3D printer OPM250L/OPM350L. Sodick, 2019. https://www.sodick.co.jp/product/tool/metal_3d_printer/special/index_en.html
    
37. Zhu Z., Dhokia, V.G., Nassehi A., Newman S.T. A review of hybrid manufacturing processes – state of the art and future perspectives // Int. J. Comp. Integr. Manuf. 2013. V. 26, № 7. - P. 596 – 615.
     38. Lauwers B., Klocke F., Klink A., Tekkaya A.E., Neugebauer R., Mc Intosh D. Hybrid processes in manufacturing // Ann. CIRP Manuf. Technol. 2014. V. 63, № 2. – P. 561 – 583.
     39.
Пат. Германии DE 102 29 952. Herzog F.C. Die folgenden Angaben sind den vom Anmelder eingereichten Unterlagen entnommen. Concept Laser GmbH. 2004.
    
40. Пат. Японии. 2007204828. Nojiri S., Yamaoka L., Tomota T., Shimizu K., Tsuchida T. Surface finishing method for three-dimensional stacked shaped article. Matsura Kikai Seisakusho KK. 2007.
    
41. Заявка США 20160311025. Kaneko M. Metal 3d printer. Sodick Co., Ltd. 2016.
    
42. 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.
    
43. Rao N.S., Schumaher G. Design formula for plastics engineers. Hanser, 2004. - 168 p.
    
44. Термостаты и охладители в технологических процессах: Конструк-ция, выбор, применение / Под ред. П. Горбача. Пер. с нем. под ред. В.Г. Дувидзона. - СПб.: Профессия, 2012. - 352 с.
     45. Калинчев Э.Л., Калинчева Е.И., Саковцева М.Б. Оборудование для литья пластмасс под давлением: Расчет и конструирование. - М.: Машиностроение, 1985. - 256 с.
     46. Барвинский И.А., Барвинская И.Е. Проблемы литья под давлением изделий из ПМ: недолив // Полимерные материалы. 2011. № 1. - С. 42 - 46; № 2. - С. 32 - 35.
     47. Барвинский И.А., Барвинская И.Е. Проблемы литья под давлением изделий из полимерных материалов: уплотнение // Полимерные материалы.
2014. № 3. - С. 3 - 13.
    
48. Rao N.S., Schumacher G., Schott N.R.  A general method of designing injection molds by straightforward solution procedures // 61 st SPE ANTEC Tech. Papers. 2003. - P. 442 – 452.
     49. Morimoto K. OPM Laboratory Co., Ltd. 2016.
http://www.opmlab.net/en/column3/index.html
    
50. Conformal cooling. Innomia a.s. 2018. http://www.innomia.cz/en/services/conformal-cooling

     51. Shah R.K., Sekulic D.P. Fundamentals of heat exchanger design. John Wiley & Sons, 2003. - 941 p.
     52. Mazur M., Leary M., McMillan M., Elambasseril J., Brandt M. SLM additive manufacture of H13 tool steel with conformal cooling and structural lattices // Rapid Protot. J. 2016. V. 22, № 3. – P. 504 – 518.

     53. Wang L., Wei Q.S., Xue, P.J., Shi Y.S. Fabricate mould insert with conformal cooling channel using selective laser melting // Adv. Mater. Res. 2012. V. 502. - P. 67 – 71.
     54. Bai Y., Yang Y., Xiao Z., Wang D. Selective laser melting of maraging steel: mechanical properties development and its application in mold // Rapid Protot. J. 2018. V. 24, № 3. – P. 623 – 629.
     55. Kandlikar S.G., Schmitt D., Carrano, A.L., Taylor J. B. Characterization of surface roughness effects on pressure drop in single-phase flow in minichannels // Phys. Fluid. 2005. V. 17. № 10. Paper 100606. – P. 1 – 11.
     56. Taylor J.B., Carrano A.L., Kandlikar S.G. Characterization of the effect of surface roughness and texture on fluid flow - past, present, and future // Int. J. Therm. Sci.  2006. V. 45. - P. 962 – 968.

     57. McGovern J. Technical note: Friction factor diagrams for pipe flow. - Dublin: Dublin Institute of Technology, 2011. - 15 p.
     58. Conformal-cooled mould tools - how to cut cycle times and boost part quality. Renishaw plc. 2016
https://www.renishaw.com/en/conformal-cooled-mould-tools-how-to-cut-cycle-times-and-boost-part-quality--42578
    
59. Au K., Yu K. Variable radius conformal cooling channel for rapid tool // Mater. Sci. Forum. 2006. V. 532/533. - P. 520 - 523.
     60. Shinde M.S., Ashtankar K.M., Kuthe A.M., Dahake S.W., Mawale M.B. Direct rapid manufacturing of molds with conformal cooling channels // Rapid Protot. J. 2018. V. 24, № 8. - P. 1347 – 1364.
     61. Design for metal AM - a beginner’s guide. Renishaw plc., 2017. – 7 p.
     62. Jahan S.A., El-Mounayri H. Optimal conformal cooling channels in 3D printed dies for plastic injection molding // Procedia Manuf. 2016. V. 5. - P. 888 - 900.
     63. Altaf K., Raghavan V.R., Rani A.M.A. Comparative thermal analysis of circular and profiled cooling channels for injection mold tools // J. Appl. Sci. 2011. V. 11, № 11. - P. 2068 - 2071.
     64. Ahn D.-G. Applications of laser assisted metal rapid tooling process to manufacture of molding & forming tools – State of the art // Int. J. Prec. Eng. Manuf. 2011. V. 12, № 5. - P. 925 – 938.
     65. Shinde M.S., Ashtankar K.M. Cycle time reduction in injection molding by using milled groove conformal cooling // CMC. 2017. V. 53, №.3. - P. 207 – 217.
     66. Zhihong Y., Yingping Q., Wei H., Xizhi Z., Xuedan G. Research of heat transfer enhancement with corrugated conformal cooling for injection mold based on fluent // Am. J. Fluid Dyn. 2018. V. 8, № 2. – P. 63 – 72.

     67. Steil F.G. New concept in mold conformal cooling design // 63rd SPE ANTEC Tech. Papers. 2005. – P. 916 – 920.
     68. Marin F., Miranda J.R., Souza A.F. Study of the design of cooling channels for polymers injection molds // Polym. Eng. Sci. 2018. V. 58. - P. 552–559.
    
69. Wang Y., Yu K.-M., Wang  C.C.L., Zhang Y. Automatic design of conformal cooling circuits for rapid tooling // Comput. Aided Des. 2011. V. 43, № 8. - P. 1001 - 1010.
     70. Wang Y., Yu K.M., Wang C.L. Spiral and conformal cooling in plastic injection molding // J. Comp. Aided Des. 2015. V. 63. - P. 1 - 11.
     71. Au K.M., Yu K.M. Modeling of multiconnected porous passageway for mould cooling // Comput. Aided Des. 2011. V. 43, № 8. - P. 989 - 1000.
     72. Au K.M., Yu K.M. A scaffolding architecture for conformal cooling design in rapid plastic injection moulding // Int. J. Adv. Manuf. Tech. 2007. V. 34. - P. 496 – 515.
     73. Ilyas I.P. Production of plastic injection moulding tools using selective laser sintering and high speed machining. PhD Thesis. The University of Leeds, 2007. – 217 p.
     74. Hearunyakij M., Sontikaew S., Sriprapai, D. Improvement in the cooling performance of conformal mold cooling by using fin concept // Int. J. Mining Metallur. Mech. Eng. 2014. V. 2, № 2. - P. 41 - 46.

     75. Eiamsa-Ard K., Wannissorn K. Conformal bubbler cooling for molds by metal deposition process // Comput. Aided Des. 2015. V. 69. - P. 126 - 133.
    
76. Письменный Е.Н. Теплообмен и аэродинамика пакетов поперечно-оребренных труб. - К.: Альтерпрес, 2004. - 244 с.
    
77. Kakaç S. Heat Exchangers: Selection, Rating, and Thermal Design. Third Edition. — CRC Press, Taylor & Francis Group, 2012. – 605 p.
     78. Brooks H, Brigden K. Design of conformal cooling layers with self-supporting lattices for additively manufactured tooling // Additive Manuf. 2016. V. 11.
- Р. 16-22.
    
79. Meckley J., Edwards R. A study on the design and effectiveness of conformal cooling channels in rapid tooling inserts // Technol. Interface J. 2009. V. 10, № 1. - P. 1 – 28.
     80. Beard R. Busting the conformal cooling myths. Plastics Technology online. 2013. August 8.
https://www.ptonline.com/blog/post/busting-the-conformal-cooling-myths   

     81. Cha B.-S., Park H.-P., Rhee B.-O. Manufacturing of plastic lens mold conformal cooling channel using direct metal laser sintering and spray-formed tooling process // 65th SPE ANTEC Tech. Papers. 2007. V. 53. - P. 667 - 671.
     82. Park H.S., Pham N.H. Design of conformal cooling channels for an automotive part // Int. J. Automotive Tech. 2009. V. 10, № 1. - P. 87 - 93.
     83. Responding to production pressure with conformal cooling. Renishaw plc. (2016).

https://www.renishaw.com/en/responding-to-production-pressure-with-conformal-cooling--42510
    
84. Mazur M., Brincat P., Leary M., Brandt M. Numerical and experimental evaluation of a conformally cooled H13 steel injection mould manufactured with selective laser melting // Int. J. Adv. Manuf .Technol. 2017. V. 93, № 1–4.  – P. 881 – 900.
     85. Fado Sp. z o.o. 2018.
http://www.fado.info
    
86. Zhang Y., Hou B., Wang Q., Li Y., Huang Z. Automatic design of conformal cooling channels in injection molding tooling // IOP Conf. Ser. Mater. Sci. Eng. 2018. V. 307. Paper 012025. - P. 1 – 5.
     87. Mold making handbook. 2 nd edition / Ed. by G. Mennig. Hanser, 1998. - 561p.

     88. Kerkstra R. How to select the right tool steel for mold cavities // Plast. Technol. 2016. V. 62, № 9. – P. 36 – 42.
     89. AMPERPRINT metal powders. Innovative materials for additive manufacturing. Hoeganaes group, 2018. – 18 p.
     90. EOS MaragingSteel MS1. EOS GmbH, 2011. – 4 p.
     91. Voet A., Dehaes J., Mingneau J., Kruth J.P., Van Vaerenbergh J. Study of the wear behaviour of conventional and rapid tooling mould materials // International Conference Polymers & Moulds Innovations (PMI). Gent, Belgium. 2005, April 20 - 24. Paper 517. - P. 1 - 5.
     92. Mellouli D., Haddar N., Köster A., Ayedi H.F. Hardness effect on thermal fatigue damage of hot-working tool steel // Eng. Fail. Analys. 2014. V. 45. P. – 85 - 95.
     93. High performance mold steels for injection of reinforced plastics. BOEHLER Edelstahl GmbH & Co KG, 2018. - 16 p.
     94. Oter Z.C., Coskun M., Akca Y., Suermen, O., Yılmaz M.S., Oezer G.,  Tarakçı G., Koc E. Benefits of laser beam based additive manufacturing in die production // Optik. 2019. V. 176. - P. 175 - 184.

     95. Sambale H. Protection against wear for SLM mold cores // Kunststoffe. 2013. № 1.

https://www.kunststoffe.de/en/specialized-information/technology-report/artikel/protection-against-wear-for-slm-mold-cores-630706.html
    
96. Shiomi M, Osakada K, Nakamura K., Yamashita T., Abe F. Residual stress within metallic model made by selective laser melting process // CIRP Ann. Manuf. Technol. 2004. V. 53. – P. 195 – 198.
     97. Mercelis P., Kruth J. Residual stresses in selective laser sintering and selective laser melting // Rapid Protot. J. 2006. V. 12, № 5. - P. 254 – 265.
     98. Roberts I.A. Investigation of residual stresses in the laser melting of metal powders in additive layer manufacturing. PhD Dissertation. – Wolverhampton: University of Wolverhampton. 2009. – 246 p.

     99. Zhu Z., Dhokia V., Nassehi A., Newman S.T. Investigation of part distortions as a result of hybrid manufacturing // Robot. Comput. Integrat. Manufac. 2016. V. 37. - P. 23 - 32.
     100. Patterson A.E., Messimer S.L., Farrington P.A. Overhanging features and the SLM/DMLS residual stresses problem: Review and future research need // Technologies. 2017. V. 5, № 2. Paper 15. – P. 1 - 21.
     101. Pilkey W.D., Pilkey D.F. Peterson’s stress concentration factors. John Wiley & Sons, 2008. – 522 p.
     102. Losch K. Thinwall moulding: demanding but rewarding // Mod. Plast
. Int. 1997. № 10. - P. 73-75.
    
103. 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.
    
104. Барвинский И.А., Барвинская И.Е. Литье тонкостенных изделий. 2008. http://www.barvinsky.ru/articles/art_a001_thinwall.htm
    
105. Beaumont J.P., Nagel R., Sherman R. Successful injection molding: Process, design and simulation. Hanser, 2002. - 362 p.
    
106. Барвинский И., Барвинская И. Компьютерный анализ литья: Подходы и модели // Пластикс. 2009. № 3. - С. 50-54; № 4. - С. 63-66.
     107. Барвинский И. 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.
    
108. Zheng Z., Zhang H., Wang G., Qian Y. Finite element analysis on the injection molding and productivity of conformal cooling channel // J. Shanghai Jiaotong Univ. Sci. 2011. V. 16, № 2. - P. 231 – 235.
     109. Park H.-S., Dang X.-P. Design and simulation-based optimization of cooling channels for plastic injection mold // New technologies - Trends, innovations and research / Ed. by C. Volosencu. – Rijeka: InTech Europe, 2012. – P. 19 – 44.
     110. Khan M., Afaq S.K., Khan N.U., Ahmad S. Cycle time reduction in injection molding process by selection of robust cooling channel design // ISRN Mech. Eng. 2014. V. 2014. Article ID 968484. – P. 1 – 8.
    
111. CoreTech System Co., Ltd. www.moldex3d.com . 2019.
     112. What’s New in Moldex3D R16. CoreTech System  Ltd., 2018. - 66  p.
     113.
Каталог термостатов TOOL-TEMP (Швейцария) для литья пластмасс. ООО «ИФ АБ Универсал». 2019. http://абуниверсал.рф/equipment/plastcasting/thermostats/plastThermostats.php
     114. Барвинский И.А., Брагинский В.А. Колебание усадки при литье термопластов под давлением // Полимерные материалы.
2016. № 5. С. 50-55; № 6. С. 38-47.
    
115. Ahari H., Khajepour A., Bedi S. Manufacturing optimization of laminated tooling with conformal cooling channels // Rapid Protot. J. 2011. V. 17, № 6. - P. 429 – 440.
     116. Venkatesh G, Kumar R.Y. Thermal analysis for conformal cooling channel // Mater. Today. Proceed. 2017. V. 4. – P.  2592 – 2598.
     117. Jahan S.A., Wu T., Zhang Y., Zhang J., Tovar A., Elmounayri H. Thermo-mechanical design optimization of conformal cooling channels using design of experiments approach // Procedia Manuf. 2017. № 10. - P. 898 – 911.
    118. Li C.L. Part segmentation by superquadric fitting - a new approach towards automatic design of cooling system for plastic injection mould // Int. J. Adv. Manuf. Tech. 2007 V. 35. – P. 102 – 114.
     119. Agazzi A., Sobotka V., LeGoff R., Jarny Y. Optimal cooling design in injection moulding process - A new approach based on morphological surfaces // Appl. Thermal Eng. 2013. V. 52. - P. 170 - 178.
     120. Agazzi A., Sobotka V., LeGoff R., Jarny Y. Inverse method for the cooling system design in injection moulding – application to a ‘T-shaped’ piece // Inverse Probl. Sci. Eng. 2014. V. 22, № 5. – P. 707 – 726.
     121. Li Z., Wang X., Gu J., Ruan S., Shen C., Lyu Y., Zhao Y. Topology optimization for the design of conformal cooling system in thin-wall injection molding based on BEM // Int. J. Adv. Manuf. Tech. 2018. V. 94, № 1–4. - P. 1041–1059.
     122. Au K.M. Conformal cooling channels design for rapid plastic injection mould. PhD Thesis. The Hong Kong Polytechnical University, 2008. - 343 p.
     123. Au K.M., Yu K.M., Chiu W.K. Visibility-based conformal cooling channel generation for rapid tooling // Comput. Aided Des. 2011. V. 43. - P. 356–373.
     124. Cooling Channel Designer (CCD). Version: R16. CoreTech System Co. Ltd., 2018. – 25 p.
     125. Adam G. Zimmer D. On design for additive manufacturing: evaluating geometrical limitations // Rapid Protot. J
. 2015. V. 21, № 6. - P. 662 - 670.
    
126. Оборудование и технология селективного лазерного плавления / Смуров И.Ю., Тарасова Т.В., Назаров А.П., Котобан Д.В. / Под ред. Гусарова А.В. – М.: ФГБОУ ВО «МГТУ «СТАНКИН», 2015. – 142 с.
    
127. Jiang J., Xu X., Stringer J. Support structures for additive manufacturing: A review // J. Manuf. Mater. Process. 2018. V. 2, № 4. Paper 64. – P. 1 – 23.
     128. Dalgarno K., Stewart T. Production tooling for polymer moulding using the RapidSteel process // Rapid Protot. J. 2001. V. 7, № 3. - P. 173 – 179.
     129. Bremen S., Meiners W., Diatlov A. Selective laser melting: A manufacturing technology for the future? // Laser Tech. J. 2012. V. 9, № 2. – P. 33 – 38.
     130. Pacurar R., Pacurar A., Balc N. Research on the accuracy of injection molding tools made by H13: Material using the selective laser melting technology // Recent advances in engineering mechanics, structures and urban planning / Ed. by E. Scutelnicu, F. Rotondo, H. Varum. – Cambridge: WSEAS Press, 2013. - P. 81 – 86.
     131. Au K.M., Yu K.M. Variability distance adjustment for conformal cooling channel design in rapid tool // J. Manuf. Sci. Eng. 2014. V. 136. Paper 044501. - P. 1 - 9.
     132. Phull G.S., Kumar S., Walia R.S. Conformal cooling for molds produced by additive manufacturing: A review // Int. J. Mech. Eng. Tech. 2018. V. 9, № 1. – P. 1162 – 1172.

    
    
    
           
Rambler's Top100 Copyright (C) Барвинский И.А.,Дувидзон В.Г., 2019

Перепечатка публикаций сайта допускается только с разрешения авторов