ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ ПОВЕРХНОСТИ МЕТАЛЛ-МЕТАЛЛОПОЛИМЕРНОЙ ДЕТАЛИ ПРИ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКЕ ПЛОСКИМ ШЛИФОВАНИЕМ
Аннотация и ключевые слова
Аннотация (русский):
Знания точной температуры нагревания комбинированной металло-металлополимерной детали при обработки плоским шлифование помогает для назначении режимов резания, а также прогнозировании долговечности обработанной детали. Точный мониторинг температуры нагрева детали при плоском шлифовании позволяет понять, что происходит ли температурная деструкция поверхностных слоев металлополимера, которая может снизить долговечность обрабатываемой детали из-за прожогов поверхностных слоев. В то же время, точное определение температуры в зоне резания дает понимание о необходимости применения смазочно-охлаждающих технологических средств, которые не всегда можно применять без дополнительных исследований при обработке металлополимеров имеющих диеновую матрицу. Исследование температуры в зоне резания необходимы из-за более низкой температуры деструкции металлополимера по отношению к металлу. В этой статье исследуется процесс плоского шлифования комбинированной металло-металлополимерной детали с использованием теоретических расчетов, метода конечно-элементного анализа, аналитической оценки результатов эксперимента. Оценка температуры в зоне резания производилась для детали – формообразующей плиты пресс-формы, что диктовало выбор определенного диапазона режимов резания, позволяющих получить требуемую шероховатость плоскости смыкания формообразующей детали.

Ключевые слова:
металлополимер, металло-металллополимер, пресс-формы, заливка, глубина резание, моделирование, нагревание
Текст
Текст произведения (PDF): Читать Скачать

Введение. Металлополимерные материалы – это олигоэфиракрилатные многокомпонентные материалы имеющие в своей основе пластичную матрицу и заполнитель. Как правило в качестве базы (матрицы) выступает модифицированная эпоксидная смола, а в качестве заполнителя может служить любой мелкодисперсный заполнитель [1, 2]. Сочетание пластичных свойств матрицы и физико-механических свойств заполнителя дает составу ряд уникальных свойств, таких как текучесть в не отвержденном состоянии, прочность и твердость в отвержденном состоянии, электропроводность или свойства изолятора, теплопроводность и многие другие свойства зависящие от того какой именно материал выбран в качестве заполнителя. Различные производители изменяя состав и пропорции компонентов добиваются получения составов находящих свое применение в различных отраслях промышленности. Чаще всего можно встретить вариант [1, 2] когда металлополимеры используют в качестве ремонтных составов, когда ремонтную деталь не представляется возможным вывести из оборудования для её ремонта или замены из-за непрерывности технологического процесса и требуется обеспечить ремонт и восстановление в составе сборочной единицы. Другим вариантом использования металлополимерных составов, является использование металлополимеров для изготовления новых изделий методом литья Кроме того, металлополимеры могут выполнять и роль защитного состава, когда поверхность изделия обрабатывается составом для придания антикоррозийных или антифрикционных свойств. Так же нередко металлополимеры используют в качестве клеевого состава при сборке различных узлов и агрегатов. Благодаря пренебрежительно низкому проценту объемной усадки металлополимерного состава, его так же используют для герметизации неподвижных соединений деталей.

При изготовлении пресс-форм для литья пластиковых изделий используют как стандартные изделия изготовленные согласно нормам взаимозаменяемости, так и специальные детали, выполненные непосредственно под то изделие которое планируется отливать в пресс-форме. Фактически производители оснастки стремятся использовать в конструкции пресс-формы унифицированные детали, объем которых может достигать до 95 % от всего комплекта деталей пресс-формы. Стоимость унифицированных деталей в цене пресс-формы составляет от 15 до 65 %. Изменения процента состава стандартных изделий во многом зависят от конструкции самого изделия которое планируется изготавливать в пресс-форме, а также от опыта и квалификации конструктора оснастки.

К специальным деталям пресс-формы чаще всего относятся формообразующие детали – матрицы и пуансоны. Именно формообразующие детали составляют наибольшую долю в стоимости всей пресс-формы, так как их изготовление является наиболее сложным технологически, а также требует соблюдения высоких точностных и размерных допусков. Формообразующие детали пресс-форм составляют наибольшую часть стоимости пресс-формы, а, следовательно, существует экономическая целесообразность переконструирования таких деталей под вновь изготавливаемые изделия в тех случаях где это возможно.

Авторы статьи работают над совершенствованием технологии реконструирования формообразующих деталей пресс-форм с использованием металлополимера наполненного алюминием марки «LEO». Результаты ранних изысканий приведены в [3, 4].

Способ получения формообразующих деталей с применением металлополимера, а также конструкция самой пресс-формы с комбинированными формообразующими деталями запатентованы [5, 6], однако авторы могут позволить себе в данной работе раскрыть некоторые аспекты и привести общую схему получения комбинированной формообразующей детали, для того чтобы раскрыть актуальность исследований, описываемых в текущей работе. Обобщенная схема получения комбинированной формообразующей детали для изделия «звездочка» с одной плоскостью разъема приведена ниже.

На первом этапе производится изготовление мастер-модели будущего изделия на 3D принтере. Модель изделия «звездочка», которая имеет специальные технологические основания с двумя отверстиями. Данное основание и отверстия необходимы для того, чтобы правильно отцентрировать модель относительно металлической части формообразующей плиты.

Далее напечатанная модель собирается с предварительно подготовленной металлической обоймой (рис. 1). Здесь модель 1 укладывается на основание и сверху накрывается металлической обоймой 3, которая имеет колодец 7. В колодец устанавливается закладная деталь 2 из выполняемого материала. Подвод охлаждающей жидкости осуществляется через отверстия 8, показана позицией 5 и вынесена из сборки. После отверждения металлополимера и извлечения мастер-модели, поверхность разъёма 6 подвергается шлифованию.

Выше приведенная схема является упрощенной и не отражает многих нюансов получения комбинированной формообразующей детали пресс-формы, однако она показывает, что одним из заключительных этапов является именно шлифование плоскости смыкания, состоящей из двух материалов: металла обоймы и металлополимера формообразующей части. Шлифование необходимо для того чтобы убрать технологические припуски свойственные мастер-модели при ее получении на 3D принтере. В случае невыполнения требований по шероховатости и плоскостности плоскости смыкания требованиям стандарта [7, 8], деталь в такой пресс-форме может получаться с облоем, что так же недопустимо.

 

Материалы и методы. Согласно теории абразивной обработки [8, 9] разработанной сотрудниками Южно-Уральского государственного университета Кошиным А.А. и Сопельцевым А.В., а так же работами Корчака С.Н., с учетом рекомендаций производителей абразивного инструмента, для обработки плоской поверхности смыкания пресс-формы с учетом обеспечения требуемой размерной точности и шероховатости Ra <0,80 рекомендуется использовать круг из электрокорунда марки 25А, зернистостью не выше 16, с углом заострения 85°.

Проблема назначения корректных режимов абразивной обработки на решение которой направленно настоящее исследование заключается в том, что возникает необходимость одновременной (совместной) обработки изделия имеющего разные физико-механические свойства и соответственно отличные режимы резания как для металла, так и для металлополимера. Другими словами необходимо подобрать те режимы шлифования, которые бы позволяли произвести обработку комбинированной детали с требуемой шероховатостью и не допустить возникновения дефектов обоих материалов. В теории могут возникнуть такие дефекты как прижёги и температурная диструкция матрицы металлополимера. Использование СОТС также не рассматривается в работе, так как на сегодняшний день нет данных о воздействии СОТС и металлополимера, что может привести к невидимой химической реакции и разрушению металлополимера или другим непрогнозируемым последствиям.

В соответствии с теорией абразивной обработки [9, 10], при обработке поверхности переферией круга нагрев поверхности имеет циклический характер. Существуют циклы нагрева и охлаждения, время цикла расчитывается согласно выражению [10]:

τн=2∙hSl=DtSl1000 ,                                    (1)

где Sl  – продольная подача стола, м/мин; D  – диаметр шлифовального круга, мм; t  – глубина резания при шлифовании, мм; 2∙h  – ширина плоского источника тепла.

Так как требуется вычислить температуру нагрева металлополимера при шлифовании, необходимо вычислить мощность источника тепла, для чего воспользуемся предложенной учеными Пермского национального технологического университетаформулой, Вт [11, 12]:

Qh.s=0,4899∙μhσвVb2l2npBlg,        (2)

где μh  – коэффициент трения зерна о заготовку; σв  – предел прочности обрабатываемого материала, мПа; V  – скорость резания при шлифовании, мм/с; b2 –ширина среза зерна, мм; l2  – длина контакта зерна с обрабатываемым материалом по задней поверхности, мм; np  – количество зерен при одновременном контакте; B  – высота круга, мм; lg – длина контакта круга с заготовкой, мм.

Согласно рекомендациям из [8], принимаем μh  = 0,46, угол зерна принимаем равным – 85°. Длина контакта круга с заготовкой, мм [13,14]:

lg=πDarcsin⁡(D-2tD)360° ,                         (3)

где D  – диаметр круга, мм; t  – глубина резания, мм.

Учитывая то, что в выражении (2) присутствует параметр σв , имеющий различные данные для стали и металлополимера, то и количество теплоты, выделяющееся при снятии припуска, разное.

Количество зерен в круге (средневероятностное) [9]:

np=0,0126χav2SltDKV0,25,                    (4)

где χav  – средне вероятный размер зерна (0,55 мм) для выбранного, по требуемой шероховатости круга [15, 16]; Sl  – продольная подача стола, мм/с; V – скорость резания, мм/с; K  – концентрация режущего материала в круге, %.

Для выбранного материала круга производители указывают 100 %-ю концентрацию, или К = 1.

На основе выше приведенных выражений для расчета мощности теплового излучения на поверхности обработки, вычислим значения температуры, для этого воспользуемся моделированием процесса теплопереноса с помощью программы конечно-элементного анализа.

Основная часть. Для более простого понимания процесса шлифования необходимо разработать схему абразивной обработки комбинированной детали (рис. 2) [14].

В двух случаях представленных на рис. 2, производится обработка темплета с размером l, h и в. В расчетах принимаем – в = Вk , так как упростит расчет и не окажет влияния на температуру в зоне в/2. Так же в двух случаях длина обработки, расчитывается от радиуса (Dкр/2) круга и глубины резания t.

На схеме б модель представлена двумя участками: 1 – участок из металлополимера, 2 – участок из металла. С учетом технологии изготовления комбинированной детали, длина металлополимерного участка должна стремиться к минимуму, с целью обеспечения максимальной теплопроводности.

а)              б)

Источником тепла является радиусная поверхность, в качестве начальной температуры взята температура 25 °С (Окружающая среда в цеху). Параметры шлифовального круга – материал 25А, высота круга 40 мм, диаметр круга 450 мм, а также режимы резания – глубина резания изменяется от 0,01 до 0,1 мм, продольная подача стола от 9 до 24 м/мин (0,015 до 0,4 м/с).

В таблицу 1 сведены расчеты мощности тепловыделения на всех диапазонах режимов резания [17, 18] для обоих материалов – стали и металлополимера.

 

Таблица 1

Значения мощности тепловыделения кВт при обработке стали 40Х13. ГОСТ 4543
(предел прочности 1840 МПа).

 

Глубина резания, мм

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0,08

0,09

0,1

Продольная подача стола м/с

0,015

87

103

113

122

129

134

140

144

148

152

0,03

123

145

161

172

182

190

197

204

210

215

0,045

150

178

197

211

223

233

242

250

257

263

0,06

173

206

227

244

257

269

279

288

296

304

0,075

194

230

254

272

287

300

312

322

331

340

0,09

212

252

278

298

315

329

342

353

363

372

0,105

229

272

300

322

340

356

369

381

392

402

0,12

245

291

321

344

364

380

395

408

419

430

0,135

260

308

340

365

386

403

419

432

445

456

0,15

274

325

359

385

407

425

441

456

469

481

0,165

287

341

376

404

426

446

463

478

492

504

0,18

300

356

393

422

445

466

483

499

513

527

0,195

312

370

409

439

464

485

503

519

534

548

0,21

324

384

425

456

481

503

522

539

555

569

0,225

335

398

440

472

498

520

540

558

574

589

0,24

346

411

454

487

514

538

558

576

593

608

0,255

357

424

468

502

530

554

575

594

611

627

0,27

368

436

482

517

545

570

592

611

629

645

0,285

378

448

495

531

560

586

608

628

646

663

0,3

387

460

508

545

575

601

624

644

663

680

0,315

397

471

520

558

589

616

639

660

679

697

0,33

406

482

532

571

603

630

654

676

695

713

0,345

415

493

544

584

617

645

669

691

711

729

0,36

424

503

556

597

630

658

683

706

726

745

0,375

433

514

567

609

643

672

698

720

741

760

0,39

442

524

579

621

656

685

711

735

756

775

0,405

450

534

590

633

668

698

725

749

770

790

 

 

Выполнив подобные вычисления для металлополимерного материала на базе паспортных данных металлополимера [2] полученные данные сведем в таблицу 2.

Для того чтобы провести конечно-элементные расчеты необходимо также выполнить расчеты времени цикла нагрева и охлаждения согласно выражения (1). Расчетные данные также сведем в таблицу 3.

 

Таблица 2

Значения мощности (кВт) тепловыделения при обработке металлополимера, наполненного алюминием (предел прочности 140 МПа)

 

Глубина резания, мм

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0,08

0,09

0,1

Продольная подача стола

0,015

7

8

9

9

10

10

11

11

11

12

0,03

9

11

12

13

14

14

15

16

16

16

0,045

11

14

15

16

17

18

18

19

20

20

0,06

13

16

17

19

20

20

21

22

23

23

0,075

15

17

19

21

22

23

24

25

25

26

0,09

16

19

21

23

24

25

26

27

28

28

0,105

17

21

23

25

26

27

28

29

30

31

0,12

19

22

24

26

28

29

30

31

32

33

0,135

20

23

26

28

29

31

32

33

34

35

0,15

21

25

27

29

31

32

34

35

36

37

0,165

22

26

29

31

32

34

35

36

37

38

0,18

23

27

30

32

34

35

37

38

39

40

0,195

24

28

31

33

35

37

38

40

41

42

0,21

25

29

32

35

37

38

40

41

42

43

0,225

26

30

33

36

38

40

41

42

44

45

0,24

26

31

35

37

39

41

42

44

45

46

0,255

27

32

36

38

40

42

44

45

47

48

0,27

28

33

37

39

42

43

45

47

48

49

0,285

29

34

38

40

43

45

46

48

49

50

0,3

29

35

39

41

44

46

47

49

50

52

0,315

30

36

40

42

45

47

49

50

52

53

0,33

31

37

41

43

46

48

50

51

53

54

0,345

32

37

41

44

47

49

51

53

54

55

0,36

32

38

42

45

48

50

52

54

55

57

0,375

33

39

43

46

49

51

53

55

56

58

0,39

34

40

44

47

50

52

54

56

58

59

0,405

34

41

45

48

51

53

55

57

59

60

 

 

 

 

Таблица 3

Величина цикла нагрева-охлаждения, мс.

 

Глубина резания, мм

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0,08

0,09

0,1

Продольная подача стола м/с

0,015

141

200

245

283

316

346

374

400

424

447

0,03

71

100

123

141

158

173

187

200

212

224

0,045

47

67

82

94

105

116

125

133

141

149

0,06

35

50

61

71

79

87

94

100

106

112

0,075

28

40

49

57

63

69

75

80

85

89

0,09

24

33

41

47

53

58

62

67

71

75

0,105

20

29

35

40

45

50

54

57

61

64

0,12

18

25

31

35

40

43

47

50

53

56

0,135

16

22

27

31

35

39

42

44

47

50

0,15

14

20

25

28

32

35

37

40

42

45

0,165

13

18

22

26

29

32

34

36

39

41

0,18

12

17

20

24

26

29

31

33

35

37

0,195

11

15

19

22

24

27

29

31

33

34

0,21

10

14

18

20

23

25

27

29

30

32

0,225

9

13

16

19

21

23

25

27

28

30

0,24

9

13

15

18

20

22

23

25

27

28

0,255

8

12

14

17

19

20

22

24

25

26

0,27

8

11

14

16

18

19

21

22

24

25

0,285

7

11

13

15

17

18

20

21

22

24

0,3

7

10

12

14

16

17

19

20

21

22

0,315

7

10

12

14

15

17

18

19

20

21

0,33

6

9

11

13

14

16

17

18

19

20

0,345

6

9

11

12

14

15

16

17

18

19

0,36

6

8

10

12

13

14

16

17

18

19

0,375

6

8

10

11

13

14

15

16

17

18

0,39

5

8

9

11

12

13

14

15

16

17

0,405

5

7

9

11

12

13

14

15

16

17

 

 

Для расчетов использовалось ПО ELCUT 6.1., а также рекомендации [19, 20]. Порядок расчета:

  1. На первом этапе была составлена геометрическая модель толщиной 40 мм в соответствии с данными из таблицы 1 и таблицы 2.
  2. На втором этапе были внесены данные о материалах: металлополимера – плотность 1850 кг/м3; теплоёмкость 7,5 Дж/кг·К [18]; теплопроводность 0,3 Вт/К·м; Сталь 40Х13 – плотность 7850 кг/м3; теплоёмкость 400 Дж/кг·К; теплопроводность 385 Вт/К·м.
  3. В третью очередь были указаны начальные условия – температура 298 К.
  4.  
  5. Далее обозначено место (грань модели) по которой производился нагрев.
  6. В заключении был выполнен сам расчет. Значение максимальных температур (К) были записаны в таблицу 4.

Для примера на рис. 3 показана геометрическая модель при глубине резания 0,1 мм.

Сами же результаты расчета методом конечных элементов и диаграммы температурных полей представлены на рис. 4. (глубина резания 0,1 мм, скорость резания 0,015 м/с.)

Необходимо отметить следующее наблюдение, так при моделировании нагрева комбинированного образца было установлено, что нагрев металлополимера от металлической части образца затруднен, так как металл обладает более высоким коэффициентом теплопроводности по сравнению с металлополимером, именно поэтому в дальнейшем исследования комбинированного образца не проводилось, а все внимание было уделено металлополимерному образцу.

Данные по исследованию металлополимерного образца были сведены в таблицу 4.

Таблица 4

Максимальное значение температуры металлополимера, °К.

 

Глубина резания, мм

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0,08

0,09

0,1

Продольная подача стола м/с

0,015

299

301

304

307

309

310

311

311

312

311

0,03

299

301

304

307

309

310

311

312

312

312

0,045

300

302

304

307

309

311

312

312

312

312

0,06

300

302

305

307

309

311

312

312

312

312

0,075

300

302

305

307

309

311

312

312

312

312

0,09

300

302

305

307

309

311

312

312

312

312

0,105

300

302

305

308

309

311

312

312

312

312

0,12

300

302

305

308

310

311

312

312

313

312

0,135

300

302

304

307

309

311

312

312

312

312

0,15

300

302

305

307

309

311

312

312

312

312

0,165

300

302

305

307

309

311

312

312

312

312

0,18

300

302

305

307

309

311

312

312

312

312

0,195

300

302

305

308

309

311

312

312

312

312

0,21

300

302

305

308

310

311

312

312

313

312

0,225

300

302

305

308

310

311

312

313

313

313

0,24

301

303

305

308

310

312

313

313

313

313

0,255

301

303

306

309

311

312

313

313

314

313

0,27

302

304

306

309

311

313

314

314

314

314

0,285

302

304

307

310

312

313

314

314

315

314

0,3

303

305

307

310

312

314

315

315

315

315

0,315

303

305

308

311

313

314

315

315

316

315

0,33

304

306

308

311

313

315

316

316

316

316

0,345

304

306

309

312

314

315

316

316

317

316

0,36

305

307

309

312

314

316

317

317

317

317

0,375

305

307

310

313

315

316

317

317

318

317

0,39

306

308

310

313

315

317

318

318

318

318

0,405

306

308

311

313

315

317

318

318

318

318

 

Проведенные расчеты позволили получить номограммы (рис. 5) взаимосвязи температуры металлополимера при плоском шлифовании периферией круга от глубины резания и подачи стола.

 

Проведенные теоретические расчеты позволяют сделать вывод, что даже при максимальных значениях подачи и глубины резания, тех что позволяет диапазон регулирования станка и рекомендации при обработке стальной детали, металлополимерный темплет не нагревается до температуры деструкции матрицы, что могло бы привести к нарушению целостности детали и поменять его физико-механические свойства.

С целью обеспечения достоверности расчетных данных также был поставлен эксперимент по шлифованию металлополимерного темплета на станке 3Б722 с теми же исходными данными, что были использованы для теоретических расчетов.

Обработка результатов эксперимента производилась с использованием программного продукта SmartView 3.7.19.0, позволяющего покадрово производить анализ записанных данных (рис. 6), что несмотря на высокий градиент рассеивания тепла в зоне резания, всё же позволило зафиксировать достоверные данные.

Распределение температурных полей тепловизора Ti400 показано на рис. 7.

На рис. 7 можно видеть диаграмму распределения температур при шлифовании металлополимерного образца, со следующими режимами резания: продольная подача стола 13,5 м/мин, глубина резания 0,08 мм. Анализируя диаграмму можно установить, что максимальная температура в зоне резания соответствует значению 39,1 °С. Проведя ряд замеров и обработав результаты эксперимента, получили следующие данные (табл.  5).

 

Таблица 5

Экспериментальные значения температур металлополимера при шлифовании

 

Глубина резания, мм

0,01

0,05

0,08

Продольная подача стола, м/с

0,045

26,6

35,7

38,8

0,225

27,1

36,4

39,3

0,405

32,6

41,9

45,1

 

 

Выводы. В исследовании были проведены теоретические расчеты и эксперементальные исследования, которые позволили установить, что на всем диапазоне изменения режимов резания при шлифовании металлополимерного образца температура в зоне резания при обработке металлополимера плоским шлифованием периферией круга не достигает критических значений, приводящих к разрушению его матрицы. Максимальная зарегистрированная температура составила 46°С, тогда как предельное значение температуры для металлополимера 220°С. Таким образом было доказано, что металлополимер возможно обработать на тех режимах резания которые устанавливаются технологом для обработки стальной детали и основной задачей, стоящей перед конструктором теперь будет являться назначение тех режимов резания из исследованного диапазона, которые обеспечат требуемую шероховатость и размерную точность формообразующей детали пресс-формы.

Список литературы

1. Абдуллин И.А. Композиционные материалы с полимерной матрицей: учебное пособие. Казань. Изд-во Казан. гос. технол. ун-т. 2006. С. 147.

2. Баурова Н.И., Зорин В.А. Применение полимерных композиционных материалов при производстве и ремонте машин: учебное пособие / Н.И. Баурова, В.А. Зорин. М.: МАДИ. 2016. 264 С.

3. Любимый Н.С., Чепчуров М.С., Минасова В.Е. Оптимизация параметров шлифования металлополимерной поверхности смыкания формообразующих деталей пресс-форм // Вестник БГТУ им. В.Г. Шухова. 2017. №7. С. 125–130.

4. Любимый Н.С., Чепчуров М.С., Аверченкова Е.Э. Обеспечение требуемой шероховатости поверхностей изделий из металлополимера, наполненного алюминием при обработке шлифованием // Вестник БГТУ им. В.Г. Шухова. 2017. №1. С. 162–168.

5. Любимый Н.С. Патент РФ № 188720. Металл-металлополимерная пресс-форма. 2018144087, заяв. 12.12.2018. опубл. 22.04.2019. Бюл. №12.

6. Кошин А.А., Сопельцев А.В. Исследование гранулометрического состава и микрогеометрических показателей абразивных зерен шлифовальных кругов, применяемых в обдирочном шлифовании // Вестник ЮУрГУ. 2010. №10. С. 77–82.

7. Лищенко Н.В., Ларшин В.П. Температура при шлифовании прерывистыми и высокопористыми кругами // Вектор науки ТГУ. 2015. № 3-1. С. 75–84.

8. Курдюков В.И., Андреев А.А. Сила резания и температура при шлифовании: учебное пособие. Курган. Изд-во Курганского гос. ун-та. 2013. С. 11.

9. Никитин С.П., Ханов А.М., Сиротенко Л.Д. Расчет теплового сопротивления элементов зоны резания при шлифовании теплозащитных покрытий // Современные проблемы науки и образования. 2014. №6. С. 118–120.

10. Штерензон В.А. Моделирование технологических процессов: конспект лекций. Екатеринбург: Изд-во Рос. гос. проф.-пед. ун-та. 2010. 66 с.

11. Дальский А.М., Суслов А.Г., Косилова А.Г., Мещеряков Р.К. Справочник технолога-машиностроителя. М.: Изд-во Машиностроение. 2003. 944 с.

12. Майникова Н.Ф., Жуков Н.П., Рогов И.В. Моделирование теплопереноса в полимерном материале при фазовом переходе // Вестник ТГТУ. 2008. №3. С. 490–494.

13. Лебедев С.М., Гефле О.С., Ткаченко С.Н. Диэлектрические и теплофизические свойства полимерных материалов с высокой диэлектрической проницаемостью // Пластические массы. 2010. № 12. С. 17–22.

14. Любимый Н.С., Чепчуров М.С., Костоев З.М. Исследование процессов получения комбинированных металл-металлополимерных формообразующих деталей пресс-форм заданного качества с применением аддитивных технологий: монография. Белгород: Изд-во БГТУ им. В. Г. Шухова, 2020. 140 с.

15. Герасимов М.Д. Способ получения направленных механических колебаний для практического применения в технологических процессах // Строительные и дорожные машины. 2014. №1. С. 35–38.

16. Bogdanov V.S., Romanovich A.A., Vorobyov N.D. Definition of rational conditions of materials grinding in energy-saving milling complex // World Applied Sciences Journal. 2013. Vol. 25. № 2. Pp. 214–221.

17. Venkatesh K., Bobji M.S., Biswas S.K. Power spectra of roughness caused by grinding of metals // Journals of Material Research. 2009. Vol. 14. Pp. 319–322.

18. Manrico V. Fabretto, Drew R. Evans, Michael Mueller and Kamil Zuber. Polymeric Material with Metal-Like Conductivity for Next Generation Organic Electronic Devices // Chemistry of Materials. 2012. Vol. 24. Pp. 3998–4003.

19. Liang J., Narahara H., Koresawa H., Suzuki H. Verification and evaluation of automatically designed cooling channels for block-laminated molds // UK: The International Journal of Advanced Manufacturing Technology. 2014. Vol. 75. Pp. 1751–1761.

20. Jeng Y.R., Liu D.S., Yau H.T. Fast numerical algorithm for optimization mold shape of direct injection molding process // USA: Materials and manufacturing processes. 2013. Vol. 6. Pp. 689–694.