Применение наукоемких технологий при освоении корпусного литья из магниевых сплавов для зур ЗРК С-400 "Триумф" Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

№

УДК 621.74:658.512.2

В. ^ Моисеев, Б. Л. Бобрышев, Д. В. Попков, О. В. Кошелев, К. В. Моисеев Применение наукоемких технологий при освоении корпусного литья из магниевых сплавов для ЗУР ЗРК С-400 «Триумф»

Впервые рассмотрен оригинальный научно обоснованный подход к проектированию технологических процессов литья крупногабаритных корпусных отливок из магниевых сплавов, изготавливаемых в комбинированных формах (кокиль с внутренним песчаным стержнем). Данный подход включает в себя решение комплекса задач с целью обеспечения условий направленности затвердевания и непрерывности питания отливок. Для решения этих задач для каждого этапа заполнения формы и формирования отливки на основе методов литейной гидравлики и тепловой теории литья были получены выражения для расчета требуемых технологических параметров от температуры заливки расплава до времени выдержки сформированной отливки в форме. Данные расчетные методики были объединены в пакет программ, который прошел успешную апробацию в АО «ММЗ «АВАНГАРД» и ПАО «ДНПП» для изготовления отсеков зенитных управляемых ракет для зенитно-ракетного комплекса С-400 «Триумф» и «Бук-М3».

Ключевые слова: магниевые корпусные отливки, кокиль, стержень, литниковая система, температура заливки, теплообмен отливки, теплообмен формы, направленность затвердевания, непрерывность питания, прибыль, холодильник, моделирование.

Одной из основных конструктивных особенностей изделий специального назначения, применяемых в современных отечественных изделиях ракетной техники, является использование литых заготовок из высокопрочных магниевых сплавов.

Применение магниевых сплавов позволяет обеспечить оптимальное соотношение массы к мощности изделия и соответственно тактико-технические характеристики изделия в целом.

Разработка технологического процесса литой заготовки - многофакторная задача, от решения составляющих которой зависит не только качество отливки, но и затраты на ее изготовление, включающие в первую очередь стоимость оснастки, трудоемкость процесса и его металлоемкость. Для малогабаритных и неответственных отливок риск ошибки невелик. Однако он существенно повышается для отливок со значительным циклом технологической подготовки производства.

К числу таких литых заготовок относится крупногабаритное корпусное литье для зенитных управляемых ракет (ЗУР) зенитно-ра-кетного комплекса (ЗРК) С-400 «Триумф».

© Моисеев В. Бобрышев Б. Л., Попков Д. В., Кошелев О. В., Моисеев К. В., 2018

В настоящее время многие предприятия при разработке технологических процессов литья используют различные системы компьютерного моделирования (СКМ). При этом снижаются затраты на апробацию и корректировку оснастки, а также общее время цикла до получения опытной партии отливок.

Однако ни одна современная СКМ пока не в состоянии оценить рациональность спроектированного технологического процесса литья.

Основные оценочные критерии каждой СКМ - обеспечение заполняемости формы и отсутствие (либо наличие допустимых) усадочных дефектов.

Конечно, пытаться устранить или уменьшить влияние этих недостатков на качество отливки, а также снизить ее металлоемкость можно методом итераций. Однако эффективнее и надежнее проводить предварительные расчеты необходимых технологических параметров получения этих заготовок с целью обеспечения выполнения технических условий при минимальной металлоемкости.

Для реализации данного подхода при разработке технологических процессов литья "¡¡7 крупногабаритных корпусных отливок из маг- == ниевых сплавов в комбинированную форму (ко- & киль с внутренним песчаным стержнем) была о создана система автоматизированного проекти- | рования, решающая комплекс задач по расчету: §

Рис. 1. Схема корпусной тонкостенной отливки с вертикально-щелевой системой в случаях, когда вертикальная щель примыкает непосредственно к наружной стенке отливки (а) и когда роль вертикальной щели выполняет

отливка (б):

1 - прибыль; 2 - стенка отливки; 3 - технологический напуск; 4 - приливы на внутренней поверхности отливки; 5 - стояк; 6 - литниковый ход; 7 - колодец; 8 - вертикальная щель

о см

см

О!

<

I

(0

0 ^

СО та

1

о.

<и

3

и <и со

см ■ч-ю

с?

см ■ч-ю см

(П (П

• исполняемых размеров литниковои системы (ЛС);

• температуры заливки расплава в форму;

• распределения температур расплава в форме в конце ее заполнения;

• непрерывности питания вертикальных стенок отливки и необходимых технологических напусков;

• прибылей и холодильников.

Решение первой задачи возможно при

заданных параметрах конструкции самой ЛС.

Для отливок рассматриваемого класса очевидно применение вертикально-щелевой конструкции ЛС (рис. 1) [1]. При этом можно использовать две схемы:

1) вертикальная щель примыкает непосредственно к наружной стенке отливки (рис. 1, а);

2) роль вертикальной щели выполняет сама отливка, что позволяет исключить отвод теплоты через боковые стенки вертикальной щели и в итоге снизить температуру перегрева заливаемого в форму металла (рис. 1, б).

Расчет литниковой системы при известных рекомендованных соотношениях суммарных площадей элементов ЛС проводится на основе уравнения Бернулли [2] с учетом критических значений критерия Рейнольдса и

экспериментально установленных коэффициентов расхода.

Для расчета температуры заливки литниковую систему и рабочую полость формы разбивают на N участков примерно постоянного сечения в направлении течения металла.

Тогда температуру заливки расплава ¿зал, при которой исключается допустимое снижение его температуры в форме, можно определить на основании решения уравнения теплового баланса [3]. При этом учитываются:

• скорость расплава в форме (принимая во внимание уменьшение металлостатического напора);

• отвод теплоты перегрева в кокиль (принимая во внимание изменение толщины слоя огнеупорной краски на его рабочей поверхности);

• конвективный теплообмен в потоке при сбросе расплава в приливы отливки с учетом критериев Нуссельта и Пекле;

• теплоотвод в песчаный стержень.

В результате температуру заливки расплава в форму можно определить как [4]:

Чп (с+алх^лх ) Л

4ал = + (4хк ^фн )ехр

фн'

с'Р'Оф (Ьфк + Ьфп )

ff

где ¿фн, tнхк - температуры формы начальная и расплава на входе в вертикальный колодец, °С;

Афп, Ьфк - коэффициенты аккумуляции теплоты кокиля и песчаной формы, стояка и литникового хода соответственно, Вт • с1/2/(м2 • К);

ас, алх - коэффициенты теплоотдачи от потока расплава к поверхности формы стояка и литникового хода соответственно, Вт/(м2 • К);

Fc, Fmí - суммарные поверхности стояков

2

и литниковых ходов соответственно, м ;

с', р' - удельная теплоемкость, Дж/кг • К, и плотность, кг/м3, жидкого сплава соответственно;

Qф - расход расплава при заполнении формы, м3/с.

При этом, согласно [2], важно обеспечить проточно-поперечное течение при заполнении полости формы вертикально-щелевой литниковой системы. Для этого рассчитывается величина поперечного растекания расплава на каждом выделенном уровне высоты отливки, которая должна быть не меньше некоторого заданного геометрического параметра (для данного типа отливок - 1/4 длины окружности).

Расчет температур расплава в верхнем и нижнем слоях рабочей полости формы в конце ее заполнения при проточно-поперечном течении следует выполнять с учетом того, что заполнение нижнего заканчивается раньше верхнего.

Поэтому за время заполнения габаритной формы (И > 1000 мм) до верхнего сечения в нижнем может начаться затвердевание расплава после его остановки.

На этапе заполнения формы расплавом стенку кокиля можно рассматривать как полуограниченную в тепловом отношении вследствие малой продолжительности процесса. На основании решения задачи [4] для полуограниченного тела при граничных условиях третьего рода изменение температуры в форме от основания отливки до ее верха можно рассчитать, решая уравнения для удельного теплового потока через поверхность кокиля.

При этом, зная заданную температуру заливки формы, необходимо учитывать:

• начальную температуру кокиля и его коэффициент аккумуляции теплоты;

• коэффициент теплоотдачи от потока расплава в кокиль (принимая во внимание толщину слоя краски на нем);

• коэффициент конвективной теплоотдачи;

• среднюю скорость подъема уровня металла в форме.

Зная температуру на входе в основании отливки ¿вхн и рассчитав ее для верхних слоев можно установить среднюю температуру расплава по высоте:

4н = 0,5 ('нхн + О.

Полученные параметры распределения температуры по высоте отливки в конце ее заполнения входят в число исходных данных для расчета непрерывности питания вертикальных стенок отливки и необходимых технологических напусков.

Расчет последовательности затвердевания отливки выполняется на основе известного аналитического решения задачи в теории затвердевания [5].

Отличие составляет определение теплообмена в комбинированной форме в виде суммы коэффициентов аккумуляции теплоты кокиля и песчаного стержня. При этом для кокиля рассчитывается эффективный коэффициент аккумуляция теплоты путем замены кокиля эквивалентной в тепловом отношении полуограниченной формой и использованием математической модели его температурного поля [6]:

b

эф _

Ьк 20(1 +1/К + 1/В^)

где Ьк - коэффициент аккумуляции теплоты кокиля, (Вт • с1/2)/(м • К);

Fок, 0, К, Biк - критерии Фурье и Био для кокиля, БОк = акТ/§к , 0 = Орп - ^ос)/ - ¿ос ),

К = ^пк§к А к §пк , Шк = «с§ к А к;

ак - коэффициент температуропроводности кокиля, м2/с;

8к - толщина стенки кокиля, м;

- средняя расчетная температура отливки в процессе затвердевания, °С;

- температура окружающей среды, °С; Я к - коэффициент теплопроводности кокиля, Вт/(м • К);

- начальная температура кокиля, °С;

ф о о.

I-

Ü о

Э

те

о см

см

О!

<

I

со

0

со та

1

.

<и

3

и <и со

см ■ч-ю

с?

см ■ч-ю см

(П (П

f - функция нестационарности теплового режима кокиля:

1 - ехр(- А)

f = 1 +

^пк к9

0,7

А = 1,67 к; ¥ = Fо

где Япк - коэффициент теплопроводности покрытия (краски) кокиля, Вт/(мК); 5пк - толщина покрытия, м; к9 - коэффициент теплоотдачи через стенку кокиля, Вт/(м2 • К).

Результаты анализа последовательности затвердевания стенки отливки служат основой для расчета технологического напуска, обеспечивающего ее питание. При этом используется критерий непрерывности фильтрационного питания [7]:

к,=

9 V

где Ох - средний градиент температуры в стенке отливки по ее длине, К/м;

VI - средняя скорость охлаждения стенки при затвердевании, К/с.

Непрерывность питания отливки обеспечивается, если выполняется условие

К9 - (К9 )кр,

где (К9 )кр - критическое значение критерия непрерывности питания.

Для отливок из сплава МЛ5 (К9 )кр = = 2,4105 Кс/м2 при устранении макропористости или ограничении микропористости.

На основе математической модели температурного поля затвердевающей отливки получена система уравнений для расчета дистанции действия прибыли Lдп и толщины напуска 8нн (см. рис. 1):

2(1 -1 )Т3/2

^ эв сол ^ з

>аэк Тзп ЬфТз (Ip - |ф )

exp

-1,05

Г \1,2

¿0

л/а

эк Т з у

Ьэк 8 о

exp

-0,72

Г \14

¿0

.ф

эк Т з

= Lдп(К9 )кр;

2Ьф8нв(|р - |ф)т3

3/2

[ТЛсэкР/н2(8 0+8 нн+0,58нв)2

2 1 = (К9 )кр,

где ,эв - эквивалентная начальная температура расплава в верхнем сечении стенки, °С,

|эв _ |лик + С р (|зн — |лик ) / СэкР;

,зн - температура расплава, заполнившего форму, °С;

,лик - температура ликвидус и солидус сплава, соответственно, °С;

,сол - температура солидус сплава, °С;

тз - среднее время затвердевания стенки отливки, с;

тзп - время затвердевания прибыли;

аэк=у(сэкр) и Ьэк =у]1сэкр - эффективные коэффициенты температуропроводности, м2/с, и аккумуляции теплоты, (Вт • с1/2)/(м2 • К), сплава в интервале кристаллизации;

1р - средняя расчетная температура затвердевающей отливки.

Длина технологического напуска /н на стенке отливки /н = к0 - /?п. Толщина напуска внизу 8нп равна припуску на механическую обработку.

Расчет размеров отливки сводится к расчету размера основания сечения конической прибыли Вп с последующим определением верхнего размера сечения Впв и высоты прибыли Нп по соотношениям с Вп (см. рис. 1):

Нп = К1Вп, Впв = К2Вп.

Для магниевых отливок К1 = 1,9...2,0 для открытых прибылей и К1 = 1,5...1,6 для закрытых прибылей, К3 = 1,1 ...1,2 [2].

Величина Вп определяется методом по-узлового расчета путем решения уравнения теплового баланса прибыли [8]:

Озп = Qф + Отп + Qпо.

Статьи теплового баланса определяются в зависимости от Вп. Особенности расчета теплоты, выделенной при затвердевании прибыли Озп, состоит в том, что учитывается уменьшение объема металла в прибыли вследствие усадки при затвердевании отливки и прибыли:

Озп = АВп2- 4,

где А = 0,5CэкpLп(1 + К1)(,эв - 0(1 - 0,5е,);

А2 = Сэкр£г^(|эв - |сол);

Lп - длина прибыли, равная длине верхней части стенки отливки с прибылью, м;

еу - относительная объемная усадка сплава при затвердевании, для магниевых сплавов е у = 0,05...0,06;

УО - объем отливки (без колодцев), м3. Теплота, отведенная от прибыли в форму (кокиль) Qф, определяется следующим образом:

Qф = 4В2 + АВп,

2

где А3 = -Г ЬэфпК1(1 + К2 - íф -у/п

для открытой прибыли:

А = Ьэфп4(К2 - 1^1 +[/(К2-1)]2 х

для закрытой прибыли:

Ал =

4 \fn

ЬэфпL {(К -1)^1 + [/(К2 -1)]2 +

+К2 }* ^- /ф^л/^ЗП;

Ьэфп - эффективный коэффициент аккумуляции теплоты формы прибыли, (Вт • с1/2)/(м2 • К).

Теплота, отведенная из прибыли теплопроводностью в стенку отливки:

^п = А =

_0,3ЯХп5о(^эн - 0(1 -1/Кз)[1 + Сэк/с(кз - 1)]ч

1 - (1/кз)

0,87

-X

4

Вп = 0,5

((4 + А)

+yl(Ä4 + Аб )2 + 4(( - Аз)(( + А)

/(А! - Аз).

девания рассматриваемого массива (бобышки, фланца и т. д.) или протяженного элемента отливки до требуемого значения (т зпр) для создания направленного затвердевания сводится к определению размеров холодильника и толщины слоя краски на его поверхности (при выбранном материале холодильника и составе краски). При этом принимаются следующие два допущения. Первое - термическим сопротивлением газового зазора между отливкой и холодильником можно пренебречь по сравнению с термическим сопротивлением слоя краски. Тогда значение коэффициента теплоотдачи в холодильник от отливки будет:

а х_Я Кх/§ кх,

где Якх - коэффициент теплопроводности краски холодильника, Вт/(м2К);

8кх - толщина слоя краски холодильника, м.

Второе допущение предполагает использование в решении уравнения теплового баланса холодильника его средней температуры, что возможно, если его толщина (масса) выбрана такой, чтобы повышение его температуры практически не влияло на время затвердевания массива. Тогда, по данным источников [3, 9], требуемая толщина холодильника может быть определена как

2,5а х Т зтр

S х =:

^хРх

Теплота, отведенная с открытой поверхности прибыли:

Qпо = АВп,

где А = 5,67е [ (( + Тсол) / 200]4 К2ЬП т зп;

е - степень черноты открытой поверхности прибыли.

Решением уравнения теплового баланса прибыли с учетом выражений для определения его статей получено:

Для закрытой прибыли А6 = 0. Расчет холодильника для песчаного стержня с целью уменьшения времени затвер-

где сх - удельная теплоемкость материала холодильника, Дж/(кг • К);

рх - удельная плотность материала холодильника, кг/м3.

Рассмотренные методики были реализованы в виде пакета программ, прошли апробацию и были успешно применены для разработки технологических процессов изготовления крупногабаритных корпусных отливок из сплавов МЛ5 и МЛ10 в комбинированную форму (кокиль с внутренним песчаным стержнем). Полученные результаты расчетов были проанализированы с помощью СКМ ProCast. В частности, на рис. 2-7 показаны основные этапы моделирования разработанного технологического процесса изготовления отливки «Корпус», а именно, моделирование процесса заполнения формы (см. рис. 3) отражает ста-

V

о

.

I-

о о

Э

те

о см

см

О!

<

I

со

0

со та

1

.

<и

3

и <и со

см ■ч-ю

с?

см ■ч-ю см

(П (П

Рис. 2. Чертеж детали «Корпус»

РгоСАЯТ

РгоСАЯТ

ОЮММ^ОЮ^М^ОЮМОО^О

о1 о1 о" о" о" о" о" о" о" о" о" о" о" о" о" м/с

Рис. 3. Распределение скоростей в процессе заполнения расплавом рабочей полости литейной формы, м/с: а - т = 5 с; б - т = 25 с; в - т = 50 с; г - т = 63 с

О ОО м О ^ I» О^ с^ Г- ^ о^

о" СгГ ОС ОС о" ЧО 1гГ »о ^ ГО с4* С-Г 1-Г о" "ЛО^МОО^О'ОООО^ОфММ^

Рис. 4. Изменение температурных полей в процессе заполнения расплавом рабочей полости литейной

формы и затвердевания отливки (в сечении), °С: а - т = 55 с; б - т = 172 с; в - т = 432 с; г - т = 762 с

бильность соблюдения условий неразрывности и ламинарности потока расплава, что обеспечивают параметры литниковой системы. Анализ температурных полей и образования твердой фазы (см. рис. 4) показывает обеспечение условий направленности затвердевания отливки в процессе ее формирования, что задается начальным распределением температуры расплава в конце заполнения формы, а также исходным градиентом температур кокиля по его высоте и условиям теплообмена между затвердевающим расплавом и формой через предварительно рассчитанный переменный слой теплоизолирующей краски. Образование

усадочной пористости (см. рис. 6) в отливках позволяет определить места их формирования и допустимую величину. При отклонении от нормы, предусмотренной техническими условиями на отливку, проводится повторный расчет технологических средств, обеспечивающих непрерывность питания соответствующих зон литой заготовки (прибылей, технологических напусков, холодильников, толщины ® теплоизоляционной краски) исходя из минимизации ее металлоемкости. £ Для определения времени выдержки от- о ливки в кокиле до ее извлечения рассчитывается продолжительность процесса кристалли-

о см

см

OI

<

I

о

0 ^

СО та

1

о.

ф

£

и

V

со

см ■ci-io

с?

см ■ci-io см

(П (П

ProCAST

ProCAST

omt^ocit^ocoi^ocit^orot^o оочооо^оотчоооюоою

о os, оо ^ ^о «о Tt^ тг сч сч о^ .-Г о о" о* о" о" о" о" о" о* о" о" о о" о"

Рис. 5. Анализ образования твердой фазы (в сечении), % а - т = 46 с; б - т = 112 с; в - т = 402 с; г - т = 802 с

ProCAST

-ivioinm^MnooMMS'O'Hino о" о" о" о" о" о" о" о" о" о" о" о" о" о" о" Рис. 6. Образование усадочной пористости: а - более 10 %; б - более 20 %

rn <N -н оо ЧО^ IO СП CN <3 «Л Г-^ ЧО ^ СП 1-н

■-Г чо «л о «л о" «л о" «л оС -sf оС -sf оС ^г"

Рис. 7. Продолжительность процесса кристаллизации, с: а - с внешней стороны отливки; б - по сечению отливки

зации (см. рис. 7), что важно для минимизации задолженности литейной оснастки и повышения производительности процесса получения литых заготовок.

Анализ полученных результатов как для данной отливки, так и для остальных литых элементов конструкции ЗУР для ЗРК С-400 «Триумф» из магниевых сплавов показал высокую эффективность результатов расчетов всех технологических параметров.

В результате была спроектирована конструкторская документация и изготовлена литейная оснастка. После отработки технологических процессов все спроектированные отсеки как из сплава МЛ5 для изделий АО «ММЗ «АВАНГАРД», так и из сплава МЛ10 для изделий ПАО «ДНПП» были подвергнуты первой группе контроля согласно ОСТ 1.90248-77 и успешно выдержали его. Проведенные квалификационные испытания также показали, что изготовленные отсеки полностью удовлетворяют требованиям технических условий.

Таким образом, эффективность применения разработанных методик для расчетов технологических параметров крупногабаритного корпусного литья из магниевых сплавов в комбинированную форму высока за счет комплексности решаемых задач и надежности выдаваемых результатов.

ff

Список литературы

1. Галдин Н. М. Литниковые системы для отливок из легких сплавов. М.: Машиностроение, 1978. 199 с.

2. Галдин Н. М., Чистяков В. В., Шатуль-ский А. А. Литниковые системы и прибыли для фасонных отливок. М.: Машиностроение, 1992. 256 с.

3. Вейник А. И. Теория затвердевания отливки. М.: Машгиз, 1960. 495 с.

4. Неуструев А. А., Моисеев В. С., Смыков А. Ф. Разработка САПР технологических процессов литья. М.: ЭКОМЕТ, 2005. 216 с.

5. Лыков А. В. Теория теплопроводности. М.: Высшая школа, 1967. 392 с.

6. Баландин Г. Ф. Основы теории формирования отливки. В 2 ч. М.: Машиностроение. Ч. 1, 1976. 328 с. Ч. 2, 1979. 335 с.

7. Неуструев А. А. Формализация условий фильтрационного питания литых заготовок // Обработка легких и специальных сплавов. М.: ВИЛС, 1996. С. 228-238.

8. Неуструев А. А., Моисеев В. С. Автоматизированное проектирование технологических процессов литья. М.: МГАТУ, 1994. 256 с.

9. Неуструев А. А. Тепловой режим холодильника, установленного в песчаной форме // Труды МАТИ. 1960. № 48. С. 103-123.

Поступила 12.07.18

Моисеев Виктор Сергеевич - доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой «Технологии и системы автоматизированного проектирования металлургических процессов» Федерального государственного бюджетного образовательного учреждения высшего образования «Московский авиационный институт (национальный исследовательский университет)», г. Москва. Область научных интересов: литейное производство.

Бобрышев Борис Леонидович - кандидат технических наук, доцент, доцент Федерального государственного бюджетного образовательного учреждения высшего образования «Московский авиационный институт (национальный исследовательский университет)», г. Москва. Область научных интересов: литейное производство.

Попков Денис Владимирович - кандидат экономических наук, заместитель генерального директора по качеству и НТР Акционерного общества «Московский машиностроительный завод «АВАНГАРД», г. Москва. Область научных интересов: литейное производство.

Кошелев Олег Викторович - главный металлург Акционерного общества «Московский машиностроительный

завод «АВАНГАРД», г. Москва.

Область научных интересов: литейное производство.

Моисеев Кирилл Викторович - кандидат технических наук, заместитель главного металлурга Акционерного общества «Московский машиностроительный завод «АВАНГАРД», г. Москва. Область научных интересов: литейное производство.

Using knowledge-intensive technologies to master magnesium alloy casting for surface-to-air missile bodies of the S-400 Triumf anti-aircraft weapon system

For the first time ever, the paper presents an original scientifically informed approach to manufacturing process design for magnesium alloy casting of large body parts using combined moulds (a permanent mould with an internal sand core). This approach involves solving a system of problems to ensure directional solidification and a steady feeding rate. To solve these problems at each stage of mould filling and casting formation, we used methods of foundry hydraulics and thermal theory of casting to derive expressions for computing the necessary manufacturing parameters, from the pouring temperature to the duration of keeping the finished casting in the mould. We combined these computational techniques into a single software package, which was successfully tested in practice at the JSC Moscow Mechanical Engineering Plant AVANGARD and Public stock company "Dolgoprudny Research Production Enterprise" while manufacturing surface-to-air missile compartments for the S-400 Triumf and Buk-M3 anti-aircraft weapon systems.

Keywords: cast magnesium bodies, permanent mould, core, feed system, pouring temperature, heat transfer in the casting, heat transfer in the mould, directional solidification, steady feeding rate, runner, chill, simulation.

Moiseev Viktor Sergeevich - Doctor of Engineering Sciences, Professor, Head of Department of Technology and Computer-Aided Design Systems for Developing Metallurgical Processes, "Moscow Aviation Institute (National Research University)", Moscow.

Science research interests: foundry engineering.

Bobryshev Boris Leonidovich - Candidate of Engineering Sciences, Associate Professor, Associate Professor, "Moscow Aviation Institute (National Research University)", Moscow. Science research interests: foundry engineering.

Popkov Denis Vladimirovich - Candidate of Economic Sciences, Deputy Director General in charge of quality assurance and research and development, JSC Moscow Mechanical Engineering Plant AVANGARD, Moscow. Science research interests: foundry engineering.

® Koshelev Oleg Viktorovich - Chief Metallurgist, JSC Moscow Mechanical Engineering Plant AVANGARD, Moscow.

° Science research interests: foundry engineering. pi

fi Moiseev Kirill Viktorovich - Candidate of Engineering Sciences, Deputy Chief Metallurgist, JSC Moscow Mechanical

>s Engineering Plant AVANGARD, Moscow.

£ Science research interests: foundry engineering. <