基于AutoLisp軸類零件參數(shù)化繪圖含程序及2張CAD圖,基于,autolisp,零件,參數(shù),繪圖,程序,cad 關于模內(nèi)裝配過程中產(chǎn)生的回轉(zhuǎn)聯(lián)合間隙調(diào)查 Arvind Ananthanarayanan, Chandrasekhar Thamire 和Satyandra K. Gupta 摘要：回轉(zhuǎn)連接經(jīng)常用于鉸接結(jié)構(gòu)。傳統(tǒng)上，這種連接是由兩部分組裝成的。作為一種替代方法，模具內(nèi)使用模內(nèi)裝配過程可以創(chuàng)建轉(zhuǎn)動聯(lián)合。這個過程無需后成型裝配，從而大大減少了循環(huán)時間和元件數(shù)量。一個轉(zhuǎn)動關節(jié)功能的性能取決于聯(lián)合間隙。反過來，間隙取決于成型工藝對模具的部分收縮和變形。對部分聚合物只存在于第二次成型階段，由于熱傳遞和變形特性的差異使得模內(nèi)裝配過程顯著不同于傳統(tǒng)的成型過程。本文提出一個初步的實驗數(shù)據(jù)和模型來解釋由鋁合金模具和丙烯腈丁二烯與苯乙烯（ABS）的間隙嵌件鋁模具制作的區(qū)別。我們的數(shù)據(jù)表明，從這兩種不同類型的模具看出兩者的間隙是有顯著差異的。我們相信，間隙的產(chǎn)生很大程度上是由于各部分的受熱問題。 1. 引言 注射成型在塑料零件生產(chǎn)制造中大規(guī)模流行。使用這種方法，有合理的力學強度和表面光潔度的復雜幾何形狀可以很容易生產(chǎn)。此外，零部件生產(chǎn)不需要通常用到的二次加工。對這些部件裝配時的相對運動，他們手動組裝去完成鉸接聯(lián)合。在裝配過程中，可能會非常耗時并且勞動密集。 模內(nèi)裝配過程提供了一個鉸接聯(lián)合間相互代替的方法。在這個過程中，成型操作在多個部件組裝成型階段，直接在模具內(nèi)產(chǎn)生，從而消除了對后成型組裝業(yè)務的需要。預期效益包括減少周期時間，部件數(shù)量，后者取決于緊固件的消除。 圖1顯示用模內(nèi)裝配過程可以產(chǎn)生一個轉(zhuǎn)動聯(lián)合。塑造這個聯(lián)合所涉及的步驟如下： （1） 第一階段的模具的第一次成型的框架是使用高熔點聚合物。 （2） 接下來該框架插入到第二階段的模具。 （3） 第二階段的一部分是用一個較低熔點的聚合物模壓從第一階段所形成的腔模具的第二階段。 （4） 冷卻后，部分在模內(nèi)組裝的轉(zhuǎn)動聯(lián)合會從模具彈出。 圖1：使用模內(nèi)裝配過程的轉(zhuǎn)動聯(lián)合的制作 在第二階段使用的聚合物通常是一個比第一階段所用的熔點低的聚合物。這是為了確保第一階段的聚合物在第二階段的注射部分不溶解，這將促進轉(zhuǎn)動聯(lián)合不粘附。由于聯(lián)合的性能在很大程度上依賴于各組成部分之間的間隙，所以達到設計要求很重要。 圖2展示了在模內(nèi)裝配過程中一個聯(lián)合的間隙形成的簡圖。第一幅為在第二階段的成型部分模具的嵌件，并且第二階段因為過程的壓力和溫度經(jīng)歷了變形。變形使有效尺寸從變成了。在凝固時，第二階段部分的收縮的發(fā)生導致它的最終尺寸不同于和。此外，由于注射壓力在冷卻時被移除，會更早經(jīng)歷第一階段部分可能恢復的部分機械變形和擴張。兩部分間的最終間隙取決于第一階段和第二階段產(chǎn)生的收縮變形。 部分收縮取決于冷卻 第一階段部分為模具嵌件 第一階段的變形取決于壓力和溫度的上升速度 圖2：在模內(nèi)組裝時聯(lián)合的間隙 第二階段成型形成的聚合物使得模內(nèi)裝配過程明顯不同于一個單成型過程。對于工具鋼或鋁模具，相對于收縮值模具變形可以被認為是微不足道的。換句話說，在模內(nèi)裝配中，第一部分的硬度低于工具鋼和鋁，因而可能有相當程度的變形，該變形應被考慮在估測的間隙范圍內(nèi)。此外，不同的金屬和合金的聚合物的熱性能不同，它顯著影響著第二階段的冷卻。這反過來可能會影響收縮，因此估計間隙時需要考慮熱性能。 在這項研究中，第一階段要用模塑的套管和第二階段用銷去檢查模內(nèi)裝配過程中的注射成型回轉(zhuǎn)聯(lián)合組成一個圓柱套和銷形成的間隙。為了更好地理解這一過程，類似大小的銷也直接在鋁模具中成型，不用聚合物套管。實驗數(shù)據(jù)提出了三個聯(lián)合的大小。一個初步的理論模型被用來理解一個鋁模具和有聚合物套筒的鋁模具的間隙的差異。 2. 相關工作 使用模內(nèi)裝配的鉸接裝置是一項相對較新的技術，并且很少有研究勾勒出零件及模具設計的系統(tǒng)方法。Priyadarshi[1]等提出了設計模內(nèi)裝配和成型工藝的模型，且使設計的聯(lián)合間隙和聯(lián)合間隙的變化滿足功能目標。他們提出了一個系統(tǒng)化的方法來幫助產(chǎn)品設計人員確定零件尺寸和材料性能，提供了模具設計模板實現(xiàn)轉(zhuǎn)動、柱狀和球狀聯(lián)合的證明。Banerjee[2]等最近發(fā)表了一份關于多材料注塑成型（MMM）過程的綜合報告。他們提出了一個可系統(tǒng)地找出潛在的制造問題的方法，這是一種特有的進程，并提出設計規(guī)則以避免這些問題。他們的分析表明，該規(guī)則適用于傳統(tǒng)的單一材料成型，對多材料注塑成型有時必須壓制或修正。 有幾項研究已經(jīng)檢查了金屬模在模內(nèi)建模的熱塑性塑料收縮。一個簡單的模型描述了壓力，體積和溫度（PVT）間從玻璃態(tài)轉(zhuǎn)換到環(huán)境條件并獲得最終體積的圖解，在早期的研究,Jansen[3]和Titomanlio[4,5]通過熱彈性模型研究了壓力和泊松擴展在厚度上收縮的影響。Jansen[1]等人的研究考察了4種非晶形樹脂和2種半晶體材料的收縮加工條件的影響。介紹了一種描述擁有良好收縮的非晶態(tài)材料熱彈性模型，但預測是結(jié)晶材料。一種描述非晶態(tài)[7]和半晶態(tài)[8]的模型被Kwon[7,8]等人提出，該模型是基于冷凍功能的定位，并且彈性恢復由一個非線性粘彈性構(gòu)成的方程來求解。他們的預測結(jié)果與實驗結(jié)果尚符合。Delaunay[9]等人研究了模具變形是由于注射和保壓壓力改變腔的基本形狀從而影響整體收縮的可能性。Bushko和Stokes[10,11]假設熱粘彈性性能的材料，模式化部分收縮的力學和熱變形和殘余應力和對非晶態(tài)材料在冷卻板之間的熔融層的凝固應變。同樣，已經(jīng)報告了其他一些涉及基于工藝參數(shù)和材料變量的收縮預測模型的研究報告。為此類研究制訂審查的讀者被稱為[3-11]。然而從這些調(diào)查產(chǎn)生的一些重要結(jié)果，大多已發(fā)表的研究集中于在工具鋼，鋁或其他硬金屬模具的聚合物收縮。似乎沒有研究報告處理軟模具聚合物的收縮。目前的研究試圖提出在模內(nèi)裝配過程中制造剛體連接的研究。 3. 實驗裝置 如前所述，模內(nèi)裝配通常涉及作為第二階段（圖1）模具嵌件的第一階段的模壓部分。在模內(nèi)裝配連接為了獲得檢查間隙，由于考慮到圓柱形幾何，我們利用元件的軸對稱性。因此，為了制造模內(nèi)裝配轉(zhuǎn)動聯(lián)合，首要在第一階段成型的是圓柱形套筒。這部分后來被用作第二階段的模具嵌件的銷。冷卻后，制造模內(nèi)組裝回轉(zhuǎn)連接。該研究中把銷放入到非唯一的孔中的成型方法使我們能夠檢查間隙在期望中運行的情況。 被測試的部分是由低密度的聚乙烯（LDPE）制成的。為了比較硬和軟之間的模具收縮，許多大小不同用鋁以及丙烯腈丁二烯苯乙烯共聚物（ABS）制成的套筒被制作成型。這些部件被用Babyplast注塑機注塑成型。模具裝配包括了ABS套筒，模內(nèi)裝配中鋁殼內(nèi)的LDPE銷和單級鋁合金模中的LDPE銷。對后者而言，鋁模的加工和LDPE零件成型使用的模具由此產(chǎn)生。 圖3：模具裝配展示的ABS套筒 對于獲得ABS套筒過程涉及以下步驟：首先加工ABS模具嵌件的模具。然后用這些模具制造ABS套筒。接著制造鋁模殼。最后模具裝配包括的ABS模具和鋁殼被裝配（圖3）。接下來用這些模具裝配使LDPE零件成型。 在這個實驗中三種尺寸的銷被使用到，分別是標稱直徑為“”，“ ”和“”的銷。由于主要關注的是使用不同的模具材料獲得模具間隙，所以大多數(shù)其他的變量通過不斷擴大維持不變。保持相同直徑的長度來保持零件整體的比不變。注射壓力和溫度被保持在700和130不變。零件直徑被用作長度和直徑的縮放比，和縮放速度來調(diào)整注射時間比。冷卻時間通過直徑平方和零件材料的熱擴散率的比來調(diào)整。這導致不斷縮小的壓力和冷卻時間為各種尺寸使用。然而，ABS嵌件的縮放厚度不能保持恒定是由于加工的限制。 圖4：鋁模熱電偶的位置 圖5：ABS模熱電偶的位置 沒有ABS嵌件，塑造了五個不同尺寸的LDPE零件。陶氏聚乙烯722被用作零件的材料，Hival ABS HG6 被用來制作ABS嵌件，并且以鋁為基礎的鋁合金被用作鋁模件。ABS嵌件和鋁模的尺寸在成型前后都要測量。LDPE零件在成型和隨后的冷卻時被測量，以維持恒定的收縮冷卻時間。對三套尺寸為“”和“”的零件的溫度在圖4和圖5所顯示的位置被測量，是使用美國國家數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)儀，其中包括一個PCI-4221數(shù)據(jù)采集卡，SCXI1000和1002模塊和一個TC-2095熱電偶面板。四個K類型的熱電偶被用來測量涉及ABS的溫度，其中三個被用來測量不涉及ABS的溫度。兩個被貼放到模具表面，一個在模具內(nèi)的中心點以測量零件的溫度變化，第四個如果適用，穿過嵌件貼在ABS嵌件的底部以評估熱傳遞。在模具中心點的熱電偶被用一個和熱電偶穿過相同位置的剛性銅管固定。 4. 理論 模具裝配中的裝配間隙受各種參數(shù)影響，其中包括模具和嵌件之間的間隙，材料的物理性能，溫度和壓力變化，結(jié)構(gòu)和工藝參數(shù)。在這里提出的模型，我們假設這些裝配間隙的產(chǎn)生取決于聚合物嵌件由于壓力和溫度的升高而產(chǎn)生的變形，它所經(jīng)歷了聚合物嵌件的熱膨脹，降低加強結(jié)晶的熱傳遞而產(chǎn)生的體積收縮，和加壓凝固產(chǎn)生的體積膨脹。簡單地說，并不包括蠕變和松弛的影響。在圓柱結(jié)構(gòu)，在凝固后的任意時間里的直徑間隙已經(jīng)終止不變，可以表示為： （1） 在上面的表達式中，C為直徑間隙，T是測量位置的瞬時溫度，是凝固時的壓力，P是聚合物零件的瞬時壓力，是ABS嵌件的殘余變形。LDPE涉及的其余參數(shù)：是線性熱膨脹系數(shù)，是凝固溫度，是結(jié)晶度因數(shù)，是壓縮量。R是銷的半徑，和分別是角度和軸向坐標。以上所提供的表達式相似于Jansen和Titomanlio[4]，Titomanlio和Jansen[5]和Jansen[1]等人研究出的表達式，但與他們的不同是固化時的嵌件變形的表示條件和與溫度相關的結(jié)晶。 為了計算和P，需要考察熔體的流動特性，而為了計算和T需要考察熱傳遞。在目前的研究中，用以下的方法執(zhí)行以上的操作。首先，為了計算嵌件在凝固時產(chǎn)生的壓力，要解決非等溫流動的問題。然后計算熱傳遞來確定元件由于結(jié)晶產(chǎn)生的熱膨脹和收縮。對于流動問題，給出了方程： （2） （3） （4） 在此，是剪切應變率，是凝固率，是比熱容量，是熱導率，是聚合物的放熱量，是動力黏度，是密度，是速度向量，是質(zhì)量力矢量。由于的性能和實驗數(shù)據(jù)很接近，故其是根據(jù)Kamal和Ryan[12]提出的一個模型來計算出的。，和的值來自從文獻[13-15]。被假定為以下形式[16]： （5） “”在上面的方程表示牛頓粘度，而“”表示與牛頓流體的偏差，它小于大多數(shù)的聚合物熔體[14]。 調(diào)整的方程在軸對稱的假設下得以求解。物體力被忽視和完全流動的假設是以流動為前提。邊界條件的假定是在嵌件和零件間沿軸對稱無表面滑移的情況下，大氣壓力是在流動的前提下[15]，和恒定流量為的條件下，從而確定實驗情況。對鋁模外的溫度場和模具方面，假定了對流邊界條件，而直到關嚴門時才假定加工溫度。 在能量方程中，由于能量的損耗，最初猜測速度分布和壓力并計算溫度場。然后用新的壓力分布計算一個新的速度分布。為了計算新的速度分布，接下來解決線性動量方程。牛頓迭代法[17]應用于為了計算溫度值而產(chǎn)生的壓力和速度分布收斂。速度場用新的值，并再次計算溫度場，重復進行該程序，直到符合溫度和速度場的收斂。用上面提到的方法解決方向的問題，直到達到最后的型腔。在稍后的階段計算間隙計算中用到的填充時間和壓力分布。 為了獲得熱變化，接下來解決能量方程。在適用時，對ABS套筒周圍的聚合物冷卻和鋁模進行審議。在圓柱坐標，這一步方程式可以寫為： （6） 在上面的方程，是材料的最大可能的結(jié)晶，是每單位質(zhì)量結(jié)晶的放熱量，是相對結(jié)晶度。ABS套筒和鋁模的調(diào)整方程與式（6）相似，由于結(jié)晶的變化產(chǎn)生熱量的時間被假定為不存在例外。除了噴嘴位置，在各種尺寸的模具中采用了自然對流邊界條件，在合適的壓力控制下在表面有一個完美的熱接觸，并且軸對稱。接觸熱導率被在適合的對流條件下在圓輪中的自然對流系數(shù)代替。這包括所占電導差開始產(chǎn)生收縮的比例。在注射后，零件表面和ABS嵌件的內(nèi)直徑采用了對流邊界條件。在后來的研究中，與-相關的被留在方程中，以研究非均勻熱接觸在使用的接觸部位中的影響。 調(diào)整方程用受邊界和初始條件限制的直接交替隱式（ADI）的方法[18]數(shù)字一體化。最初，零結(jié)晶被假設，并且根據(jù)初步估計的性質(zhì)計算溫度。在每個時間步后，對性能進行了調(diào)整以配合溫度分布的計算。這個過程一直持續(xù)到達到穩(wěn)態(tài)。當在本地的值最大變化和在每個整體能源率在外表面變得小于時，穩(wěn)態(tài)解決方案被認為是收斂的。當上述的規(guī)定不滿足時，完善網(wǎng)格的大小。獨立網(wǎng)格被用來檢查實驗中用到的三種尺寸。在方向上的空間分辨率從21到101都不同，在方向上從21到81都不同，而在方向上從17到97都不同。獨立網(wǎng)格以細于為好。由于考慮到間隙，這里使用了尺寸為的網(wǎng)格。 在注射零件中心的溫度變化的計算值被用來與實測值比較。通過反復的過程，對固化動力進行調(diào)整以試圖符合溫度分布。一旦這個過程穩(wěn)定，適合的值被調(diào)整去解釋式（6）中的結(jié)晶度變化，且結(jié)晶度和屬性值都被反復調(diào)整直至計算值在測量值的內(nèi)。 最后，在接下來的計算中算出壓力變化，并且保壓應用被用來計算受材料環(huán)境影響的塑性變形。一個空心圓柱軸對稱平面被假設，并且結(jié)果假設受到限制。破壞準則被假定為是有效的。在彈性區(qū)，位移應變和線性動量方程被給出： （7） 和 （8） 為了確定塑性區(qū)可能的彎曲度，最大主應力的破壞準則在最初代入線性動量平衡方程和集成。在內(nèi)半徑的平均內(nèi)應力的邊界條件是用于確定在塑性區(qū)的徑向應力分布的。再次使用破壞準則，接下來確定塑性區(qū)的環(huán)向應力分布。為了確定彈性區(qū)和塑性區(qū)的邊界，彈性應力應等于塑性應力，且解決邊界上的半徑。利用應變位移關系，最終獲得內(nèi)表面的徑向位移。然后，所有間隙計算中涉及的各組成部分被加入到式（1）中使用，并與實測值比較。 結(jié)果與討論 在表1中列出了平均相對間隙的測量值和計算值。在這里，相對間隙被認為是銷的直徑測量值的物理縮放間隙，以百分比表示。相對間隙被用2種方式的方差分析程序[19]分析。結(jié)果表明，相對間隙測量值明顯不同于上面兩種情況（）。使用杜克-克萊默程序[19]多重比較,在每種材料的尺寸上沒有顯示明顯的不同，這可能是由于實驗設計中加入了縮放。這兩種模具的最初尺寸的比較方式表明所有三種尺寸的測量相對間隙明顯不同。 圖6和圖7顯示了尺寸為“0.375”的兩種銷沿軸向的溫度變化測量樣本。在鋁模（圖6）中直接用LDPE制成的樣本散熱相對較快。在鋁模中制成的銷的熱傳遞計算，預示著溫度變化，而不需要多次迭代結(jié)晶變化。相比之下，圖7顯示ABS嵌件比LDPE銷的冷卻速率慢得多。這里的散熱率低于以前的情況是因為ABS的熱性能較差，而當時表明，LDPE零件可能會出現(xiàn)致密化和更高的收縮。這反過來又影響了冷卻速率，而LDPE的熱性能是由結(jié)晶差異決定的。因此，計算值不符合測量值，除非包含了結(jié)晶度變化的合適的熱變化。 表1 絕對間隙和相對間隙的平均值 一旦具體量的變化被運用到方程（1）中的代換和合并變化，包括那里提到的間隙的其他組成部分，尺寸為“0.375”和“0.5”零件的間隙計算值被用來和測量值比較。尺寸為“0.375”的計算值非常接近測量值，分別用實測平均為（鋁模）和（ABS模）與計算平均值為和的相比較。然而，尺寸為“0.5”的間隙計算值和測量值出現(xiàn)較大偏差。 間隙計算值出現(xiàn)和測量值相同的趨勢，預測著用ABS嵌件的裝配會出現(xiàn)更高的間隙值。然而這種方式的預測間隙值使用高達（鋁模約為），它有望成為一個實用的工具，一旦進行更多的參數(shù)研究以計算最后相關函數(shù)的形式，從而提高其預測能力。ABS嵌件的塑性變形并不是一個主要因素，占不到間隙觀察總額的。由于模具不取用外經(jīng)的干預，故這個結(jié)果未必適用于所有的情況，這需要進一步研究。對嵌件的幾何外徑進行了限制，這導致界面壓力會作為嵌件的外部壓力，并在模具中作為一個內(nèi)部壓力，且在計算中不得不考慮進去。 從設計的角度來看，在研究中的實驗獲得的間隙很有吸引力，因為他們是在適合的范圍內(nèi)運行的。例如，ANSI B 4.2 [20]提供了間隙極限或適合運行的“0.375”的標稱尺寸為。在ABS/LDPE裝配中“0.013”的平均間隙測量值與“0.375”的相比，顯而易見的是，在模內(nèi)裝配過程似乎是有可能產(chǎn)生符合的運行配合。盡管模具的預測值似乎是實驗觀察的比較有利，但還是有許多改進的可能。在該模具中，流動誘導結(jié)晶，彈性恢復和更易實現(xiàn)的熱接觸電導率值需要被納入。軸對稱和平面應變假設為了更準確的間隙預測需要有松弛。建立在連接間隙的熱接觸電阻需要更準確地計算，通過測量多個位置的溫度和說明非均勻接觸。這可能是一個重要的參數(shù)，如Sridhar等人[21]在研究中指出的。因此需要進一步驗證該模具的更多實驗結(jié)果。 時間（S） 溫度（C） 圖6：鋁模中“0.375”尺寸的LDPE直接成型樣本的溫度變化 時間（S） 溫度（C） 圖7：放置在鋁模中ABS嵌件的“0.375”尺寸的LDPE成型樣本的溫度變化測量 結(jié)論 要達到模內(nèi)裝配中預期的間隙，無論從設計和制造的觀點來看，由聚合物組成的部分都是一個挑戰(zhàn)。在目前的研究中，對三種不同尺寸的聚合物裝配件產(chǎn)生的間隙進行了研究。實驗的進行使用了縮放過程參數(shù)，發(fā)現(xiàn)模具中聚合物部件產(chǎn)生的裝配間隙與那些在純金屬模中產(chǎn)生的聚合物嵌件相比，存在顯著的差異性。因此，我們需要新的模具來估算模具和聚合物嵌件產(chǎn)生的間隙。導致這些差異的可能機制被用熱力學和有限查分法進行了研究。雖然研究的實驗數(shù)據(jù)是有限的，間隙的產(chǎn)生似乎更依賴于零件的熱變化。因此，我們認為，配件的材料熱性能能夠強烈地影響聚合物裝配中的裝配間隙。我們正計劃進行更詳細的實驗研究來驗證我們的模型。 致謝 這項研究由美國國家科學基金會撥款10457058馬克支持和陸軍研究辦公室通過穆里微型飛行器計劃（批準號：陸軍W91NF0410176）。本文表達的意見是作者的觀點，并不一定反映贊助商的意見。 參考文獻 [1] A.K. Priyadarshi, S.K. Gupta, R. Gouker, F. Krebs, M. Shroeder, and S. Warth. Manufacturing multi-material articulated plastic products using in-mold assembly. International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 32(3-4):350--365, March, 2007. [2] A. G. Banerjee, X. Li, G. Fowler, and S. K. Gupta, Incorporating manufacturability considerations during design of injection molded multi-material objects, Res Eng Design, in print. [3] A. I. Isayev and T. Hariharan, Volumetric effects in the injection molding of polymers, Pol. Engg. and Sci., April 1985, Vol. 25, No. 5 [4] K. M. B. Jansen and G. Titomanlio, Effect of Pressure History on Shrinkage and Residual stresses-Injection Molding with constrained Shrinkage, Pol. Engg. and Sci.. Mid-August 1996, Vol. 36, NO. 15 [5] G. Titomanlio and K. M. B. Jansen, In-Mold Shrinkage and Stress Prediction in Injection Molding, Pol. Engg. and Sci.. Mid-August 1996,Vol.36,NO.15. [6] K. M. B. Jansen, D. J. Van Dijk, and M. H. Husselman, Effect of processing conditions on shrinkage in injection molding, Pol. Engg. and Sci., May 1998, Vol. 38, No. 5 [7] Keehae Kwon, A. I. Isayev, K. H. Kim, Toward a Viscoelastic Modeling of Anisotropic Shrinkage in Injection Molding of Amorphous Polymers, Journal of Applied Polymer Science, Vol. 98, 2300-2313, 2005 [8] Keehae Kwon, A. I. Isayev, K. H. Kim, Theoretical and Experimental Studies of Anisotropic Shrinkage in Injection Molding of -Semicrystalline Polymers, Pol. Engg. and Sci., 2006, 712-728 [9] D. Delaunay and P. Le Bot, Nature of Contact between Polymer and Mold in Injection Molding. Part II: Influence of Mold Deflection on Pressure History and Shrinkage, Pol. Engg. and Sci., July 2000, Vol. 40, No. 7 [10] W. C. Bushko, V. K. Stokes, Solidification of thermoviscoelastic melts. Part 2: Effects of processing conditions on shrinkage and residual stresses, Polymer Engineering & Science, February 1995, Vol. 35, No. 4. [11] W. C. Bushko, V. K. Stokes, Solidification of thermoviscoelastic melts. Part 4: Effects of boundary conditions on shrinkage and residual stresses, Polymer Engineering & Science, March 1996, Vol. 36, No. 5. [12] M. R. Kamal and M. R. Ryan, Injection and Compression Molding Fundamentals, Chap. 4, A. I. Isayev (Ed.), Marcel Dekker Publisheers, New York, 1987. [13] R. Talreja and J, and A.E. Manson, Eds., Polymer Matrix Composites, Elsevier, First Ed., 2001. [14] F. P. Incropera and D. P. DeWitt: Fundamentals of Heat and Mass Transfer, Fifth Ed., 2001. [15]G. W. Ehrenstein, G. Riedel, and P. Trawiel, Thermal Analysis of Plastics, Hanser, 2004. [16] C. D. Han, Rhoelogy is Polymer Processing, Academic Press, New York, 1976. [17] Ralston, A. and Rabinowitz, P., A First Course in Numerical Analysis, 2nd ed., McGraw-Hill, New York, 1978. [18] Roache, P., Computational Fluid Dynamics, Hermosa Publishers, Albuquerque, 1976. [19] J. Devore and N. Farnum, Applied Statistics for Engineers and Scientists, Duxbury Press, Pacific Grove, CA, 1999. [20] ANSI B 4.2, Preferred Metric Limits and Fits, American National Standards Institute. [21] L. Sridhar, B. M. Sedlak, and K. A. Narh, Parametric Study of Heat Transfer in Injection Molding - Effect of Thermal Contact Resistance, Journal of Manufacturing Science and Engineering, Transactions of the ASME, Novermber 2000, Vol. 122, 698-705.