输入关键
压铸工艺及压铸模具设计要点 摘要：压铸机、模具与合金三者，以压铸件为本，压铸工艺贯穿其中，有机地将它
们整合为一个有效的系统，使压铸机与模具得到良好的匹配，起到优化压铸件结构，优选压铸机、优化压铸模设计、提高工艺工作点的灵活性的作用，从而为压铸生产提供可靠保证。所以，压铸工艺寓于模具中之说，内涵之深不言而喻。
关键词：压铸机；模具；压铸工艺；模具设计
The Main Points of Die Casting Process and
Die Casting Die Design
PAN Xian-Zeng, LIU Xing-fu
Abstract: The die casting machine, die and alloy, the three on the basis of die castings, running through with the die casting process forms organically a whole and an effective system. Making the machines well to mate with dies, optimization of die casting
construction, optimization of selecting die casting machine, optimization of die design and improving the flexibility of die casting process conveys in the die, this has a profound intension.
Key words: die casting machine; die; die casting process; die design
1 压铸机—模具—合金系统
压铸机、模具和合金这三个因素，在压铸件生产过程中，它们构成了一个系统，即压铸机-模具—合金系统，它是以压铸件为本，工艺贯穿其中，赋予系统活力与效率，而模具则是工艺进入系统的平台。压铸机、模具与合金三者关系形象地表示如图1所示。
压铸机-模具-合金系统主要表现为：
(1) 内浇口的位置影响充填金属熔体的流动方向及状态，和充填型腔的质量，对模具结构和工艺产生决定性影响，这是关键所在。
(2) 选定最佳充型时间，这是非常重要的一步，影响到充型时的金属熔体的体积流量(Q)，也就是充型功率，并据此计算内浇口尺寸。
(3) 选择排气、溢流的位置和尺寸，除正常的排气、排污和温度平衡外，还可减少冲击压力，避免金属飞溅和产生毛刺。
(4) 加热与冷却，平衡模具温度，保持工作温度。
2 压铸工艺与模具设计的关键技术
压铸时内浇口的位置影响压铸件的结构设计、质量和压铸模具设计，通过查询资料可得到正确设置内浇口位置的提示。由于铸件结构的多样性，要选择内浇口的正确位置是很困难的，但也有一些基本要求，如普遍认为设置内浇口要使充型时的金属射流尽可能地以自由射流在型腔中流过较长距离，也就是正确的内浇口位置、形状、尺寸(流向角)配合压铸参数可获得金属射流沿型壁不断有序扩展、转向，并连续不断地扩展至尽头。型腔的大部分(即主干型腔)由射流充填完成，只有一小部分型腔(即非主干型腔)由金属熔体支流补充完成或由金属熔体股流相碰撞完成充填，并通过排溢系统排除残余。图2为内浇位置与主干型腔示意图[1]”。 同一个压铸件选择不同的内浇口位置和流向角，可以得到不同的主干型腔、非主干型腔和各自占有的面积百分数，图2中的壳体压铸时，由于内浇口的位置不同，得出不同的主干型腔和非主干型腔。图2a内浇口垂直于一侧壁，由于零件顶部的长方孔把两侧壁分开，结果是只有一侧为主干型腔；要充填另一侧壁，必须经浇道两端连接处，最后两股液流汇聚完成填充，这一部分就是非主干型腔。因主干型腔所占面积百分比不高，因此会产生大量废品，如图2a1。在图2b中，内浇口位置不作改变，只是把顶部长方孔用等壁厚的工艺筋连接起来，这样充填时金属熔体转向，沿筋板充填另一侧壁，使两侧壁都成了主干型腔，增大了主干型腔所占百分比，铸件质量也大幅度提高，如图2b1。在图2c中，零件与图2a相同，顶部方孔不加工艺筋，但将内浇口设置在零件一端，这样金属熔体从两侧壁同时进行充填，从而扩大了主干型腔百分比，保证了质量，提高了合格率。这是同一零件三种内浇口设置方案，证明内浇口位置的关键性。
虽然计算机技术有助于选定内浇口位置，但计算机技术仅是一种方法，而内浇口位置设计仍不失为一项关键技术。
3 压铸工艺要点
3.1 pQ图和压铸机的泵功率
3.1.1 金属压力、速度和流量之间的关系
在原理上压铸机是一台液态金属泵，它在压力下将金属熔体输送到压铸模型腔内。泵的特性是输送功率(体积流量)，是压力的函数，这方面早在70年代，首先由澳大亚CSIRO做出有价值的开发工作，用pQ图建立了一个有用的工具，根据铸件亦即模具的要求，决定机器的调整值，本来是用于热室压铸机的锌合金压铸件上，但很快就扩展到冷室机上。在原则上，现在从流体力学原理所熟知的压力与体积流量的关系，转移到压铸机的实际应用。 根据伯努力方程，按照似稳流，金属流动速度为：
(1)
式中：υ为流速，m/s；p为流动压力，N/m3（1 bas=105 N/m2=0.1 MPa）；ρ为液态金属密度，kg/m。
由式（1）可得到 （2）
压铸机压射单元有两个液压系统：一个是压射蓄能器-压射驱动缸构成的液压系统；另一个是跟着这个系统随动的冲头-压室-喷嘴（热室机）-直浇道-横浇道-内浇口组成的金属液压系统（metal-hydraulic system, metallhydraulisches System）。对于金属液压系统，内浇口速度是υa，则式（2）变为：
（3）
金属压力愈高，在喷嘴及内浇口处的金属熔体的流动速度也愈快，但也必须考虑克服由于流动截面变化、方向改变和型壁粗糙度存在而产生的流动阻力，用阻力系数ξ来表示这些阻力之和。因此，金属压力可写成下式：
（4）
如果已知无量钢系数ξ，就可以计算出一定内浇口速度所需的金属压力，根据压铸合金和铸件要求，内浇口速度有一经验值，应该遵守，见表1[2]，因此需要压铸机提供相应的速度。
表1 内浇口速度的选取
Table 1 Choice of velocity at ingate 322
低值用于相对厚的铸件，高值用于相对薄的铸件，一般镁合金铸件的内浇口速度比铝的高25%，真空压铸时的内浇口速度为15-30m/s。
金属熔体的体积流量Q是速度υa和出流面积Sa的乘积，出流面积是指浇注装置的喷嘴面积或压铸模的内浇口面积，其关系为
Q=υaSa （5）
式中：Sa为出流面积，m2。将式（5）代入式（4）得到：
（6）
公式（6）指出了金属压力和金属流量的关系；充型时，如果体积流量Q不足或液流速度υa达不到要求，就必须提高金属压力，p升高，Q、υa就会升高，即可达到充型要求。提高压力可通过提高压射阀前蓄能器压力，也可通过调节压射系统压力调节阀（即节流阀）的开度实现。
由式（6）可知，在金属密度ρ、出流面积Sa一定时，所需金属压力p与体积流量Q的平方成正比。为了描绘压力是体积流量的函数，在纵座标上p采用线性分度，Q在横座标上采用平方分度，从座标原点引出一条直线，表示相应的阻力系数ξ，并代表了相应出流面积Sa时的压力的体积流量的关系，这是通常在pQ图中的阻力线或模具线（DL），见图3。在理想状态下，无流动阻力，则ξ=1，阻力线对横座标比较平坦即夹角小，阻力愈大，ξ值越小，阻力线对横座越徒，夹角也愈大，见图4[2]。
3.1.2 压铸机的泵功率和机器特性线（pQ2图）
一台已知压铸机它可供使用的金属压力是多高？对此存在两个简单的极限条件：
（1） 如果活塞（冲头）速度为零（活塞停止），也就是充型结束时，能达到的最大金属压力（不接通增压器）；
（2）如果压室中无金属压射时（所谓空压射）冲头所能达到最高的速度，此时可得到最大体积流量，金属压力等于零。
两个极根条件是可确实的，参照图5[2]压铸机的压射装置示意图和下面的公式 2[2]
（7）
式中：p1为压射（驱动）缸中的压力，bar；ps为蓄能器压力，bar；υ0为活塞速度，m/s；υ ot max为最大活塞速度（空压射速度），m/s。
由图5和式（7）可以看出：如果υ0=0（活塞停止），则p0=ps，就是说压射后在压射缸中建立起全蓄能器压力；如果相反，υ0=υ ot max（空压射速度），则p1=0，也就是压射活塞上 无压力。
如果蓄能器压力和压射活塞面积已知，可以计算静金属压力pstat，它是压射终了冲头施加在金属上的压力。
（8）
式中：pstar为静金属压力，bar；pa为蓄能器压力，bar；A1为压射（驱动）活塞面积，m2；A0为冲头面积。
第二个极限条件（最大体积流量）可由空压射时活塞速度求得，见公式（9）。活塞速度和随动的冲头速度可由测量速度的传感哭（常用位置传感器）测得，见图6[3]。
（9）
式中：Qmax为空射时最大体积流量，m3/s；υ ot max为最大活塞（冲头）空压射速度，m/s；A0为冲头面积，m。把两个最大值pstat和Qmaxt在pQ图的座标中用一直线相连，就得到所谓的机器特性线（ML），见图7[2]；适于相应的压射活塞、冲头面积，及测量时所选调的蓄能器压力和压射阀开度。此特性线确定了为得到所需金属体积流量，可提供的金属压力。 为了检验，在充型阶段测量压力和活塞（冲头）速度以及充型时间，冲头速度乘以冲头面积求得体积流量Q，Q在充型阶段用所测得的金属压力（即所描绘的压力曲线）也可读取。 体积流量Q也可由铸件体积和充型时间之商（或由铸件重量除以金属熔体密度和充型时间之积）求得，这个与p和Q有关的工作点必须位于机器特性线上，机器特性线也可在不知道Qmax时，从pstat经过用金属压射时的工作点连接直线，并延长至横座标，其交点就是Qmax。 工作点也是阻力线与机器特性线的交点，流动阻力愈大，工作点的位置愈高，金属压力也愈高，相应的体积流量就愈小，随着内浇口截面积变小，增加了流动阻力，阻力线走势更陡，因为对同等锁模力的机器，存在明显的压射功率的区别，对相同的压铸模也产生泵功率（也就是可供的体积流量）相应的区别（见图8[2]）。相同锁模力的机器有很不同的泵功率，随22
着锁模力升高，泵功率不一定要跟着同样增大，锁模力对已知铸件投影面积是否足够，机器是否够大，必须检验，可藉助于pQ2图使已知的机器所能提供的需要的金属输达能力得到保证。
因为压铸机特性上的工作点位置是通过机器的输出特性和已知的流动阻力确定的，为了创造生产铸件的最佳压铸条件，对此应进行优化，这种优化是基于提供冲头最大的压射功率。如G. L. Wilson所指，要满足用金属压铸的压射功率最大，则体积流量是：
（10）
也就是：
（11）
从这一点出发的机器特性与纵座相交于静压pstat。机器特性线上工作点，已知Q值，相对应金属压力p约为金属静压的2/3；如果选择式（10）（11）的条件，如图9所示， 则
（12）
这是对已知铸件所需流量Q优化的原则，如何才能使机器特性与铸件所需相匹配，以此有三种可能：可选调的压射阀、可调的蓄能器压力、选择相配的冲头直径。表2是这三种调节对机器特性线的影响。
在pQ2图中机器特性线是很有内涵的，如表2所述那样，可进行相应的变化、调节。如果将阻力线加入其中，那就更具指导意义。
3.2 铸件压铸所需的机器pQ2图
对已知铸件所需流量Q，根据公式（10）（11）和（12）的条件进行优化，而得到铸件压铸所需的机器特性线（pQ2图），见图10，并用来与所选压铸机的特性线进行比较。 优化计算过程和比较方法如下。
（1）已知铸件重量G（包括溢流槽），液态合金密度ρ(g/dm3)，并根据铸件结构、壁厚和技术要求选取充型时间τ；按公式（13）求得金属流量Q0，并根据所优化原则公式（11） 求得最大金属流量
Q0=Gτ/ρ （13） [2]
（2）按下式求得充型时所需的金属压力p0。
（14）
式中：υa=内浇口速度（m/s）根据铸件要求（参照表1）选取；ξ为阻力系数；ρ为液态金属密度，g/cm3。根据优化原则，按公式（12）求最大金属压力p0’=2/3p0。
（3）在图10中，联接p0’与Q0’两点完成工艺所需的机器特性线（MLXU），并与所选机器的特性线（ML）进行比较，一般说来，只要工艺所需要的机器特性线MLXU位于所选机器的特性线ML的下方，就表明所选机器能满足压铸该零件的需要，至于供需之间的最佳匹配，则与模具特性（DL）有关。如果工艺所需要的机器特性线MLXU不能或不能完全位于机器的特性线ML的下方，则可以按照表2所述的改变内浇口截面积（即改变DL的斜率）等方法，以使供需平衡如图10、11、12和13所示，否则应另选合适的压铸机。
3.3 以铸件为本，优化压铸机—模具—合金系统，提高工艺灵活性
在压铸机—模具—合金系统中，通过调整工艺参数，可以改善压铸件的质量和性能。这些工艺参数用一个工作窗口(OW)加以限定。这说明OW是这些工艺参数的极限图。在压铸工艺中，充型时间、内浇口速度和最终金属静压用以限定OW，这些参数与充型现象有关，依赖于模具设计和压铸机性能。在模具设计时，OW内的所有点被认为都是相等的，并无优先权，可以认为最佳工作点存在于OW内的未知点上，在压铸模装在压铸机上试模之前是无法找到它的。在模具设计阶段保证易于找到良好工作点是基于灵活性的考虑，灵活性是在OW内通过调节获得的。
为此，将工艺参数分成软参数和硬参数两种，软参数是指通过操作或一个控制装置进行调节的参数，如功率水平、金属压力、熔体温度、模具温度和循环时间等参数。硬参数是指一种需修正的模具或同时需修正的压铸机，如冲头直径、内浇口面积、排气槽等。软参数在试模时容易更改并获得成功，硬参数更改起来则既困难又费钱、费时，常常需要拆卸模具以便重新修正。因此，优化手段是基于软参数并扩大OW内调整点的灵活性，从而为模具试验提供较大的范围，避免费时费钱的模具更改。
3.3.1 压铸机包容线(MPE线)
压铸机包容线(MPE线)是一条与压铸机所有的特性线相切的双曲线，如图14所示。MPE线是压射用蓄能器压力pakk、最大空压射速度υot max和压射活塞面积A1的函数。
P=α/Q （15）
而式中：α为压射系统所能提供的压射功率，kW。
显然，MPE线与冲头直径无关，是压铸机压射终了的通用特性。它表示储存于充型蓄能器内的能量在压射阶段通过液压系统施加于金属熔体上，位于MPE线下面的面积（图15）包括在机器的特性之内。
3.3.2 优选内浇口面积
充型时间和内浇口速度的极限如图15所示，pQ图中的OW区域用υa max、υa min、tf max和tf min加以限定，tf max为充满铸型前只是部分凝固所需要的时间，tf min是充满型腔前能将型型腔内的气体（空气+涂料蒸气）充分排出的时间。在增加模具排气能力或用真空时，tf min可以向更低值移动以增加OW的面积。υa min可以流动模型（雾化，层流）获得，υa min则考虑模具的侵蚀和磨损。
一般地，铝压铸件tf min≈30 ms，（铝压铸件表面镀层）不镀时为60 ms，A1合金为25~60 ms，锌压铸件tf min≈20 ms，（锌压铸件表面镀层）不镀时为40 ms，Zn合金30~50ms；镁优质压铸件tf min≈30 ms，一般不大于40ms，Mg合金40~90ms；Cu合金tf min为30~45ms。 内浇口面积由DL线的斜率来表示，DL线斜率随内浇口面积增大而减少，DL线穿过OW右下角对应于最大内浇口面积，反之穿过左上角则对应于最小内浇口面积，如图15所示。 充型时间与内浇口速度之间的关系是由所选择的特定的内浇口面积所建立的，并描绘成一条DL线。DL线通过OW并由其所截的线段是所有可能的充型的时间和内浇口速度组合的区域，OW内并在MPE线之下DL线的长度是灵活性的图解，较长的线段表明调整点有较高的灵活性，DL线下面的三角形面积A（图15所示）是可选择范围，面积大则说明可调整的余地大。线段和面积两种方法表示灵活性都是允许的。如图16所示是最佳调定的pQ2图上的表示，DL线是OW的对角线，这样具有最大的灵活性，为了达到这一目的就要改变OW的极限并适当地调节MPE线和ML线。
3.4 从压射曲线说起 2
当今压铸机常配以三级压铸系统：第一级为冲头慢速渐进，将金属熔体推至内浇口，即所谓慢压射阶段；第二级是冲头以高速将金属熔体通过内浇口，在规定的时间内充满型腔，即充型阶段；第三级为尚未完全凝固的铸件在高压下(启动增压器)进行凝固和被压实，即压实阶段。图17所示为典型的三级压射曲线示意图，图中曲线分成一级慢压射、二级充型和三级增压压实三个阶段。有些压射系统将第一级压射又分成两个小部分，第一部分是冲头先封住浇料口(图18所示X1线)，第二部分为慢压射阶段，然后再进行光型和压实， 这就成了四级压射系统，这样除了可避免熔体溅出浇料口，更可以提高压 室初始充满度。
3.4.1 慢压射阶段
慢压射阶段在工艺上主要是选控慢压射速度，目的是在金属熔体涌至内浇口时，压室中的气体能完全从浇口进入型腔，而不被金属熔体包裹，避免在铸件中形成气孔；为此，需要选择一个临界冲头速度，可以是等加速度，也可以是恒速，一般说，等加速度效果好。国外压铸机多配以“Parashot'’或“SIMUI”的等加速度的慢压射的速度选控系统，图19、图20[2]可作为选控慢压射速度之参考。
3.4.2 充型阶段
此阶段在工艺上最应关注的是：充型时间、压射速度、内浇口速度和空压射速度的相互关系，及主要要参数的选择。
3.4.2.1 最佳充型时间
充型时间就是金属熔体流过内浇口，以高的内浇口速度，在金属熔体停止流动前充满型腔的时间。这一时间很短，是一个非常关键的参数，是选用压铸机，进行工艺设计和模具设计的基础。
充型时间要短，目的是充型时在铸件最小的部位或液流远端不产生早期凝固，避免铸件出现缺肉、冷隔等缺陷。充型时间越短，充型速度就越高，会加大型腔磨损，还可能因胀型而金属飞溅和产生飞边；充型速度高，会使型腔中气体没有足够时间从型腔中逸出。充型时间的正确选择只有综合考虑才能得到，表3给出了选择充型时间和内浇口速度的相关因素。 金属熔体从工作温度到凝固温度释放的热量决定了其在相同导热率下保持可铸性的时间，因此这种热量便作为判定其最大可充型时间的尺度。释放热量与充型时间成正比，根据热量比可以得到几种合金的充型时间的关系。Mg合金、Zn合金、A1合金和Cu合金在相同凝固条件下，从工作温度到凝固温度释放的热量分别为261、329、509、918kCal/dm3，则它们的型时间比为τMg:τZn:τAI:τCu ≈0.51:0.65:1:1.8。也就是说τMg=:0.51τAI，τZn=0.65τAI，τCu=1.8τAI。 [4]
表4给出了充型时间与壁厚有关的推荐值，更确切地说与凝固模数有关。一些世界著名的公司如瑞士Buehler也以此作为选择充型时间的依据。早先的资料中是按铸件平均壁厚计算的，而后来资料也有按最小壁厚计算的。
注：最大值用于铝合金，中间值用于锌合金，最小值用于镁合金。
B.Nogowizin基于材料的热性质和他人经验，从试验出发，得到最佳充型时间关系式[3]：
（17）
式中：τ为充型时间，s为铸件平均壁厚；ρ为固、液相间合金密度平均值；HSW为合金熔化热；C为固、液相间合金平均化热容；tL为合金液相线温度；f为固相率；∆t为液相线温度与固相率为f时温度之间隔；tF为模具温度；λF为模具材料的导热率；CF为模具材料的比热容；ρF为模具材料的密度。
此时，浇注温度tg=tL+ (60~120)(℃)
压铸时显然金属液在型腔中无过热，人们观察到熔体流中具有一定数量的固相，当固相率达到30%~80%时，在型腔中熔体运动只能通过高的流入速度，当最佳充型时间按式（17）计算时，相当于f值为70%~80%。
图21中可以确定液相线温度和形式70%~80固相时的温度间隔，即∆t=38℃，表5和表6中列举模具钢1.234 4(X40CrMoV51)和压铸合金的物理性质，也可用于1.234
3(X38CrM051)、1.236 5(X32CrMoV33)和1.236 7(X38CrMov53)[3]。铝合金和铜合金的熔化热的经验值不详，所以用理论值。试验指出，镁合金的熔化热等于纯镁的熔化热。表7[3][3]是按式（17）和按f=70%计算的最佳充型时间，如f=80%时，则表中数据要扩大1.3倍。由表5可知A1-Si和AISiCu合金最佳充型时间要比Al-Mg合金长1.2~1.6倍，这归因于Si高溶化热，使含硅的合金保持较长时间液态，利于在型腔中流过[3]。
最佳充型时间对各种镁合金而言在压射时至少要比铝合金快2倍，铜合金最佳充型时间与合金组成元素有关，铅黄铜（CuZn37Pb）与镁合金相近，硅黄铜（CuZnl5Si4）与铝合金相近。
经验表时，较短的充型时间对薄壁长流程的铸件是成功的，已用于NADCA推荐计算浇注系统的公式中[2,6]：
（18）
式中：τ为充型时间，ms；Tm为金属熔体浇注温度，℃；Tf为金属流动最小温度，℃；Td为压铸模温度，℃；f为金属熔体失去流动性前的最大固相率；sm为压铸件平均壁厚，mm。 以某镁合金压铸件为例，壁厚sm=2 mm，金属熔体浇注温度Tm=670℃，模具温度Td=200℃，最小流动温度Tt=610℃，最大固相率f=30%。则按式(18)计算充型时间τ=0.034 6×[(6780-610+0.25×30)／(610-200)] ×2=20ms。
铸件表面品质量随充型时间增加而变化，充型时间短，压射功率大，充型快，但因内浇口厚度的限制，过短的充型时间使铸件的孔隙率增加。图22是充型时间对铝压铸件品质的影响
[7]。图23[3,8]是近年提出的一种对铝、镁压铸件壁厚与充型时间关系的关系图。表面品质要求高的就选较短的充型时间。
3.4.2.2 压射速度、充型速度和空压射速度。
(1) 压射速度(冲头速度)
压射速度(冲头速度)是充型阶段单位时间内的冲头位移。在行程曲线充型阶段任选两 个点，测量行程的距离和充型时间(图24)，即可求得压射速度=测量的距离(mm)／压射时间(ms)。
(2) 充型速度（内浇口速度）
充型速度即内浇口速度，与冲头速度和冲头面积有关。在压室——模具这个封闭系统里，以充型时金属通过内浇口的体积流量Q为基础，有以下关系：
(19)
式中：υa为内浇口速度（充型速度），m/s；Sa为内浇口面积，mm2；υa为冲头速度（压射速度），m/s；A0为冲头面积，mm2。
一般只有选定压铸机后，才能确定冲头面积，内浇口速度可按表1选取。
内浇口速度是重要的参数，对铸件质量和模具寿命有重要影响。内浇口速度过高会增大型腔表面由于侵蚀、粘模而受损伤的几率；较低的内浇口速度虽有利于气体从型体内排出，但也
能使铸件力学性能和表面质量变坏。铸件的体积缺陷常以均匀分布的显微孔隙或以较大的孔洞出现在铸件中，高内浇口速度的压铸强度比低内浇口速度的低，有助于在铸件中形成显微孔隙，使铸件表面更光洁，组织更致密。
内浇口速度与铸件壁厚有关，可用下式计算：
（20）
式中：s为铸件壁厚（单位：mm），适于壁厚1~6mm；参数46~57中，低值用于锌合金，中值用于铝合金，高值用于镁合金。将最大内浇口速度限制在50~60m/s，而最小内浇口速度为锌12 m/s、铝18 m/s、镁27 m/s。
内浇口速度与铸件壁厚有关，但由内浇口厚度来决定，实际中相同壁厚的铸件，可能有不同厚度的内浇口，由此也会用不同的的内浇口速度来压铸。
还有一种与内浇口厚度有关的计算内浇口的方法，见下式：
（21）
式中：da为内浇口厚度，m；Kw为系数，镁合金为45，铝合金为40，铜合金为27。da值应较铸件平均壁厚s小，同时也小于内浇口设置处的铸件厚度；通常壁厚为1~6 mm时，da为0.8~2 mm；当1 mm≤s≤3mm，最小内浇口厚度dam=0.5+0.185 s；当3.3 mm≤s≤6 mm，d a min=0.33 s；平均内浇口厚度dam=0.52+0.28 s。
内浇口厚度首先影响金属液滴的形成，G.Lieby和L.Frommer研究指出，较薄的金属流从内浇口射出，并迅速变厚，在极短的时间后形成延续伸展的“结”，这个“结”随射流向前运动并最终雾化，金属射流从内浇口流出时最小内浇口速度[13]为：
（22）
式中：Vm为金属熔体的动力粘度，m/s；σm为表面张力，N/m；ρm为密度，kg/m3；da为内浇口厚度，m。
为了保证雾化要求，由式(22)计算出的值，必须扩大到1.3~1.5倍，内浇口厚度da与内浇口速度υa的关系如图25所示，图中。是按υa min×1.5计算而得到的。
内浇口几乎都是长方形，知道其厚度后，其宽度ba必须符合下列条件：
（23） [3]
式中：υ0为冲头速度，υa为内浇口速度，d0为冲头直径，da为内浇口厚度。
但有对内浇口结构的经验线图[2]，证实了内浇口结构（内浇口参数D如图26中公式）和内浇口速度，对铸件质量的影响，推荐优良铸件的工作点的区域薄壁铸件时，选择邻近图中网格区。可见，在很薄的内浇口时，因内浇口参数为低值，需要更高的内浇口速度。
铸件的实际比较，在图25中用点加以标志，一个壁厚3.43 mm的铜压铸件，内浇口厚度
1.4 mm，采用内浇口速度24m/s，在此速度下，形成细微的金属-空气混合体；从图25可知，当da=1.4 mm时，内浇口速度υa=23 m/s，这与实际是吻合的。
图25中曲线表明，当da=0.8~2 mm时，A1合金的内浇口速度υa=45~26 m/s，Mg合金的内浇口速度da=50~29m/s，Cu合金的内浇口速度。υa=31~17 m/s。根据式(20)，当s=l~6mm时，内浇口速度。υa=51~32 （A1合金)，υa=57~36m/s(Mg合金)，比图25所示要高一点。通常在30~45m/s选择Cu合金的内浇口速度。内浇口速度较低适合于壁厚相对较厚的铸件，反之则反。
在正常情况下(壁厚2~2.5mm，最大3mm)，计算时采用υa=35~40m/s。这些壁厚的铸件，内浇口厚度为1～1.5 mm时，则由图25可以确定内浇口速度υa=21~27m/s。如果内浇口速度大于如图25如示值，可增强熔体的雾化效应。必须指出，在压铸Al合金和Cu合金时，内浇口速度过高易导致金属粘焊，粘附在型芯和型腔表面，而Mg合金几乎不会出现粘焊问题。如图25所示，可用于厚壁铸件选择内浇口速度(s>6 mm)，而式(20)只适用于s小于6mm的情形。内浇口速度可以由铸件厚度决定，按图25和式(20)来确定，如果采用最高值，则充型是在金属射流雾化时进行，并有助于在铸件中形成显微孔隙。生产很薄的铸件需要很高的内浇口速度，压铸机必须满足这一要求。可用下式计算压铸机能达到的最大内浇口速度。
（24）
式中：pgs=ps×(D/d0)2，Ps为蓄能器压力；ξ为出流系数(阻尼系数)；D为压射活塞直径；υot max为机器所能达到的最大空压速度；d0为冲头直径；υ0为充型时冲头速度；ρ为金属熔体密度。
出流系数ξ (阻尼系数)为冲头和内浇口系统中的液压损失，金属熔体从压室通过浇道、内浇口进入型腔的过程中，一般ξ=0.59。A J Davis提出ξ0.5-0.8。
由式(24)看出，υot max愈大，υot max也就愈大，从而可满足用较短的充型时间充填大容量型腔的要求。
充型时冲头速度υo过高，除了对模具寿命和铸件质量有影响外，还会由于充型终了时的冲头冲击作用，使动、定模被挤开，当被挤开之缝隙超过0.05-0.15 mm，还会产生金属液从模具中飞溅出来的现象。
充型时内浇口速度υa与铸件壁厚和金属熔体在型腔中的流程长度有关，如图27所示。
(3) 最大空压射速度
最大空压射速度υot max是压室内无金属且调速阀全开的情况下，单位时间内冲头的位移。它是冷室压铸机的重要技术参数，对有金属充型时的冲头速度υ0（即三级压射系统中第二级压射速度）、内浇道速度υa和压铸件品质有重要影响。
(a) 压铸机压射系统所能提供的功率
压铸机压射系统所能提供的功率见公式（16），即
（式中α为压铸机系统所能提供的功率，kW；υot max为最大压射
速度，m/s；A1为压射缸面积，m；pakk为压射蓄能器压力，MPa)。
由公式（16）可知，减小A1可提高υot max，但同时也减小了α和压射力(A1pakk)，这是不可取的。图28、图29所示是Frech公司为提高空压射速度而设计的压射系统及液压回路，Ecopress系统压射速度可达10m/s，M系列新系统空压射速度可达11m/s，建压时间5ms。根据零件压铸的需要，如方向盘铸件用铝合金压铸时，压射速度为7.2m/s，用镁合金压铸时，压射速度为8.2m/s。
为在较短的充型时间内向型腔内充填大容量的金属熔体，需要高的冲头速度和内浇道速度，这就必须赋予压铸机高的最大空压射速度。现代欧洲压铸机的最大空压射速度已达到11m/s，日本近年也出现10m/s的超高速压铸机。
(b) 空压射速度
空压射速度是压铸机可调的参数。由于压室-型腔系统阻力的存在，充型时的冲头速度总比空压射速度小得多。由图30[4]可知，在一定的内浇道面积时υot max从4m/s增加至8m/s，而充型时冲头速度υo由2.4m/s (I)提高到3.1 m/s(II)，并不像υot max那样提高1倍。 理论上，当压射输出功率最大时υ02/υ ot max2=Q2/Q at max2=1/3，则υ0/υot max2=Q/Qot max=0.577，如图31所示。则 2[9]
υ0=0.577 υ ot max （25）
充型时的冲头速度υ0比空压射速度υot要小（因为往往不采用υ ot max，实际上其关系为 式中：pgs为ps(D/d0)；ps为压射蓄能器压力；D为压射缸直径；d0压室直径；υ0为冲头速度，υa为内浇道速度；ξ为出流系数（阻尼系数），取ξ=0.59；ρ为金属熔体密度。 (c) 用图解的方法对量化进行补充
前面分析的是量化空压射速度及其相关的参数，这里用图解对其进行补充，并描述工艺的灵活性，用如图32所示的机器特性曲绚pQ口以说明。
由图32可知：①机器特性曲线ML和ML1与横坐标形成夹角β和β1，相应的流量为Q和Q1，且βQ1，说明最大空压射速度大，夹角小，而流量大；②一条模具线（内浇口面积即阻力线）DL穿过ML和ML1，分别相交于p和p1，图上可见由p对应的pa、Qa及p1，对应的pa1、Q a1所组成的两个代表机器压射系统输出能量的四方形；
paQ×QaO×palO×QalO，说明ML-DL组合的输出能量大于MLl-DL组合的输出能量；③四边形CDFE是机器模具组合的工作窗口OW，OW是由内浇道速度υa (在CD段)和充型时间τ(在DF段)限定的，也就是机器模具组合的工艺工作点在这个四边形之内；④DL1与工作窗口相切于F，表示最大的内浇道面积Aa max (也就是最小的充型时间τmin和最大的内浇道速度υa max)；⑤模具线DL通过工作窗口OW与CD和ML或ML1的交点，可以做成三角形∆PBDl和∆P1BlD1，其面积分别为A和A1，显然A>A1；PD1和P1D1则为DL在工作窗口中与ML和MLl的截线，PD1>P1Dl。
面积和线段长度都是工艺灵活性的尺度，据此，机器ML及其工艺灵活性远大于机器ML1，也就是空压射速度高，流量大，会改善工艺的灵活性。工艺工作点必须在一个范围内可调，这个范围越大，工艺灵活性也就越大，工艺成功率就愈高。如图35所示，PD是OW的对角线，所以它的灵活性最大；如果工作窗口的位置发生变化，如图33、34、35所示[11]其结果也是一样。
冷压室压铸机必须有高水平的最大空
压射速度，这样可以改善工艺工作点的灵
活性。图解可以帮助我们选择压铸机，设
计压铸模具，并提高工艺灵活性，从而提 22
高工艺成功率。
3.4.3 压实阶段
(1) 从压力曲线看压射时的压力
图36[2]所示为压铸机压射缸内的压力曲线。由图可知，压铸过程的压力大致有充型压力、最终压力（二级压射时等于蓄能器压力，三级压射时已将增压力加上），还有就是充型结束，活塞速度为零时产生的冲击压力（Impact Pressure）。冲击压力峰瞬间回复到蓄能器压力。 压实压力是指压射（驱动）缸内压射（驱动）压力（蓄能器压力）与增压压力叠加后，乘以压射活塞面积与冲头面积之比，或乘以压射活塞直径与冲头直径之比的平方。增压器原理如图37[2]所示。
一个大面积(Ap)活塞(dp)与一个小面积(Aa)活塞(ds)相连，大活塞(初级活塞)上承受压力p1，推动小活塞(次级活塞)产生压力p2，在封闭系统中有：
(27)
(28)
式中：P2为增压压力；p1为推动大活塞的压力；Ap为大活塞面积，dP为大活塞直径；As为小活塞面积，ds为小活塞直径。
P2与压射缸的压力叠加后的压力被称为工作压力pe，乘以压射活塞面积A1与冲头面积A0之比(A1/A0)，或者乘以压射活塞直径d1和冲头直径d0之比的平方(d1/d0)2后称为压实压力Pk，即
（29）
如果增压器小活塞腔中有背压P3时，应减去，则
（30）
一般压铸机增压器压力变压比为1:3或1:2。
图38所示为冷压室压铸机压射缸的压力曲线[2]。此机设有蓄能器和增压器，如蓄能器压力为7MPa，压铸循环开始后，首先压射活塞与连接的冲头，借助于液压泵缓慢前进进行慢压射，然后通过打开压射阀，转接到蓄能器上，冲头被加速到高的充型速度，此时金属熔体通
过内浇口被压人型腔，在液流开始进入型腔时，产生小的压力峰。当进一步充型时，几乎以均匀的压力进行（此处约5.5 MPa）。在充型终了时，冲头突然制动，由制动能量引起压力升高，形成小峰瞬即回到蓄能器压力，此压力接通增压器，变压比在例中为1:3，所以压射缸内的工作压力pe达到蓄能器压力7MPa的3倍即21MPa。若变压比为1:2则达到 14MPa，此时冲头施加凝固铸件上的压力为压实压力(Compaction pressure)。压实压力也可按铸件的要求和合金种类选择，如表8所示。
(2) 影响铸件孔隙率的因素
冲头施加在金属熔体上的压力可以进行补缩和压缩气体孔隙。金属压力与孔隙率的关系如图39所示[3]。压力与孔隙率不是线性关系，所以，得到的高压力不能完全消除孔隙。虽然孔隙尺寸减小了，但仍然存在于铸件中，这与合金种类关系不大，或许凝固范围宽的合金孔隙容易集聚，但这并不是说，合金和添加元素不重要，它们影响孔隙的形成和分布状况，并显著影响性能。
补缩与压缩孔隙的压力必须传递到正在凝固的金属，这对冷压室压铸机与热室压铸机都是事实。一旦金属熔体浇人冷压室压铸机压室中，金属熔体接触到压室底部就开始凝固，有些冲头的力就要用来折叠这些冷皮，压室中浇进的金属越少，这种现象越严重。
当料饼薄的时候，就会增加孔隙。如图40所示是料饼厚度与孔隙率的关系。一般料饼厚度约为20mm，图41[7]说明压室充满对型腔内金属压力的影响，压室充满度为35%时，铸件是在46~64MPa下凝固的，低压室充满度产生大量的预凝固金属进入型腔，它们会引起堵塞而阻碍压力有效传递，势必增加非正常组织，是铸件生产的潜在薄弱环节。在压实阶段，利用增压减少铸件孔隙，依赖于内浇道有充分长的时间保持液态。公式(31)是用于计算内浇道凝固时间，实际上是公式(17)中f=1(即固相分数为100／100)时的变形。
（31）式中：∆t=t1-ts；δa为内浇道厚度；p为固液态间合金密度平均值；Hsw为合金熔化热；c为固凝态相温度；tL为合金液相温度；ts为合金固相温度；tF为内浇道附近模具温度；λF
为模具材料导热率；CF为模热容；PF为模具材料密度。
表9是根据式(31)和表5、表6计算所得的内浇道厚度与内浇道凝固时间，最小建压时间与压射系统有关，对于有增压器的压射系统，该值为0.05-0.03s，如果铝、镁合金模温为250℃。铜合金模温为400℃，对于内浇道附近被流人的金属熔体及高速度，使该处温度升高，从而延迟了内浇道凝固时间，图42[131为内浇道厚度与凝固时间的关系。因此，等于加大了表9中的内浇道厚度，对于铝、镁合金来说加大1-1.2mm，对铜合金则大于1.6mm。 [7]
压铸机压射系统增压建压时间可根据需要进行调整，如图43所示，可调为：(a) 瞬时增压；(b) 缓慢增压；(c) 延迟增压。
高的模具和合金温度，可以延长增压作用的有效性。直接压力测量证明，传递压力的时间与图44[7]所示一致。
冲头施压一直保持到铸件凝固是很重要的，特别是对热室压铸机，太短的持压时间会产生大的孔隙。而仍呈熔融的合金甚至会在冲头回程时被吸回。对热室压铸机，必须考虑冲头蠕动。这是在型腔完全充满后，冲头的连续运动使金属熔体通过冲头环逸出而引起的。如果冲头直接撞到浇壶底，则失去全部金属压力，会引发多孔隙的铸件。浇壶底至少应有20mm高的金属熔体用于冲头蠕动。
当铸件厚壁与薄壁同存，薄壁冷凝后会阻隔厚截面的压力传递，孔隙将在其中发展，控制模具冷却，达到适度温度梯度，可以减轻这个问题。但要求截面差不要超过1.5倍，否则就难得到很好的补偿。
封闭的凸台(搭子)处容易出现孔隙，除加强冷却外，可用压力销施压来减少孔隙。在凸台凝固时，由液压将销挤入型腔，进行局部补缩和挤压孔隙。图45所示为压力销挤入时间与孔隙度的关系。这种办法关键在于控制压力销的挤压时间，时间过早，铸件还是液态，起不到挤压作用；时间太晚，则铸件已凝固，压力销难以挤入，也起不到压缩作用。图46所示缸盖罩盖是应用压力销的一个典型例子
3.5 温度参数
温度是压铸过程热条件的具体体现，对铸件内、外质量和模具寿命有着重要意义。本节只涉及合金温度与模具温度。
3.5.1 合金温度
金属浇注温度对所有压铸合金而言，都应有适度的过热，以免浇注温度与模具之差过大，引起模具温度交变负荷强烈，产生热应力而影响模具寿命。另外过热度大，也会影响合金质量。表10[2]介绍了合金熔化温度和浇注温度范围，从中可看到合金浇注时的过热度。合金熔体浇人压室后，随即开始冷却，并随着合金在压室中停留时间和压室充满度而变化，如图47所示。
3.5.2 模具温度
模具温度是重要的工艺参数之一，可以说正确的、恒定的模具温度是优质和可靠生产、高生产率、低废品率和长模具寿命的基本前提。
压铸前首先要预热模具，使模温达到150～200℃，这样有利于涂敷涂料，减少熔体温度降低和延长熔体流程，有利于型腔充填，另外模具预热还能提高模具材料的韧性和减少型腔表面热冲击。模具预热最好的办法是采用热油加热，借助于模温机提供循环热油和进行模温控制。如果机器附有快速装卸模具的装置，可在安装前将模具先预热好，这样可节省机器上模具的预热时间，加快机器开动。同时模温机还配有循环冷却水系统，对模具进行必要的冷却。气体加热也是一种办法，视工厂条件可采用天然气或煤气，在此情况下，模具温度可用表面温度计和测温笔测量。其它加热方法还有电、远红外加热。
表11[2]为推荐的模具温度，在预热或工作中都不要超过表中的最高值。
3.5.3 热室压铸机压铸金属液温度
选用热室压铸机压铸的金属液温度：AM60B合金，640℃；AZ91D合金，630℃；AM50A合金，650℃；Zn合金，430℃。
高于上述温度，都不能采用热室机压铸，如ZAl2、ZA27和AE、AS镁合金等。因高于这个温度，金属液会溶蚀(solution attack)浇壶。
在压铸过程中，要保证喷嘴(体)的温度，加热时又不超过上述金属液的温度。但金属液若低于此温度，在冲头回程时，喷嘴内的金属不能流回浇壶中，则冲头压射行程会发生变化，影响压铸件质量，严重时会无法工作。
输入关键
压铸工艺及压铸模具设计要点 摘要：压铸机、模具与合金三者，以压铸件为本，压铸工艺贯穿其中，有机地将它
们整合为一个有效的系统，使压铸机与模具得到良好的匹配，起到优化压铸件结构，优选压铸机、优化压铸模设计、提高工艺工作点的灵活性的作用，从而为压铸生产提供可靠保证。所以，压铸工艺寓于模具中之说，内涵之深不言而喻。
关键词：压铸机；模具；压铸工艺；模具设计
The Main Points of Die Casting Process and
Die Casting Die Design
PAN Xian-Zeng, LIU Xing-fu
Abstract: The die casting machine, die and alloy, the three on the basis of die castings, running through with the die casting process forms organically a whole and an effective system. Making the machines well to mate with dies, optimization of die casting
construction, optimization of selecting die casting machine, optimization of die design and improving the flexibility of die casting process conveys in the die, this has a profound intension.
Key words: die casting machine; die; die casting process; die design
1 压铸机—模具—合金系统
压铸机、模具和合金这三个因素，在压铸件生产过程中，它们构成了一个系统，即压铸机-模具—合金系统，它是以压铸件为本，工艺贯穿其中，赋予系统活力与效率，而模具则是工艺进入系统的平台。压铸机、模具与合金三者关系形象地表示如图1所示。
压铸机-模具-合金系统主要表现为：
(1) 内浇口的位置影响充填金属熔体的流动方向及状态，和充填型腔的质量，对模具结构和工艺产生决定性影响，这是关键所在。
(2) 选定最佳充型时间，这是非常重要的一步，影响到充型时的金属熔体的体积流量(Q)，也就是充型功率，并据此计算内浇口尺寸。
(3) 选择排气、溢流的位置和尺寸，除正常的排气、排污和温度平衡外，还可减少冲击压力，避免金属飞溅和产生毛刺。
(4) 加热与冷却，平衡模具温度，保持工作温度。
2 压铸工艺与模具设计的关键技术
压铸时内浇口的位置影响压铸件的结构设计、质量和压铸模具设计，通过查询资料可得到正确设置内浇口位置的提示。由于铸件结构的多样性，要选择内浇口的正确位置是很困难的，但也有一些基本要求，如普遍认为设置内浇口要使充型时的金属射流尽可能地以自由射流在型腔中流过较长距离，也就是正确的内浇口位置、形状、尺寸(流向角)配合压铸参数可获得金属射流沿型壁不断有序扩展、转向，并连续不断地扩展至尽头。型腔的大部分(即主干型腔)由射流充填完成，只有一小部分型腔(即非主干型腔)由金属熔体支流补充完成或由金属熔体股流相碰撞完成充填，并通过排溢系统排除残余。图2为内浇位置与主干型腔示意图[1]”。 同一个压铸件选择不同的内浇口位置和流向角，可以得到不同的主干型腔、非主干型腔和各自占有的面积百分数，图2中的壳体压铸时，由于内浇口的位置不同，得出不同的主干型腔和非主干型腔。图2a内浇口垂直于一侧壁，由于零件顶部的长方孔把两侧壁分开，结果是只有一侧为主干型腔；要充填另一侧壁，必须经浇道两端连接处，最后两股液流汇聚完成填充，这一部分就是非主干型腔。因主干型腔所占面积百分比不高，因此会产生大量废品，如图2a1。在图2b中，内浇口位置不作改变，只是把顶部长方孔用等壁厚的工艺筋连接起来，这样充填时金属熔体转向，沿筋板充填另一侧壁，使两侧壁都成了主干型腔，增大了主干型腔所占百分比，铸件质量也大幅度提高，如图2b1。在图2c中，零件与图2a相同，顶部方孔不加工艺筋，但将内浇口设置在零件一端，这样金属熔体从两侧壁同时进行充填，从而扩大了主干型腔百分比，保证了质量，提高了合格率。这是同一零件三种内浇口设置方案，证明内浇口位置的关键性。
虽然计算机技术有助于选定内浇口位置，但计算机技术仅是一种方法，而内浇口位置设计仍不失为一项关键技术。
3 压铸工艺要点
3.1 pQ图和压铸机的泵功率
3.1.1 金属压力、速度和流量之间的关系
在原理上压铸机是一台液态金属泵，它在压力下将金属熔体输送到压铸模型腔内。泵的特性是输送功率(体积流量)，是压力的函数，这方面早在70年代，首先由澳大亚CSIRO做出有价值的开发工作，用pQ图建立了一个有用的工具，根据铸件亦即模具的要求，决定机器的调整值，本来是用于热室压铸机的锌合金压铸件上，但很快就扩展到冷室机上。在原则上，现在从流体力学原理所熟知的压力与体积流量的关系，转移到压铸机的实际应用。 根据伯努力方程，按照似稳流，金属流动速度为：
(1)
式中：υ为流速，m/s；p为流动压力，N/m3（1 bas=105 N/m2=0.1 MPa）；ρ为液态金属密度，kg/m。
由式（1）可得到 （2）
压铸机压射单元有两个液压系统：一个是压射蓄能器-压射驱动缸构成的液压系统；另一个是跟着这个系统随动的冲头-压室-喷嘴（热室机）-直浇道-横浇道-内浇口组成的金属液压系统（metal-hydraulic system, metallhydraulisches System）。对于金属液压系统，内浇口速度是υa，则式（2）变为：
（3）
金属压力愈高，在喷嘴及内浇口处的金属熔体的流动速度也愈快，但也必须考虑克服由于流动截面变化、方向改变和型壁粗糙度存在而产生的流动阻力，用阻力系数ξ来表示这些阻力之和。因此，金属压力可写成下式：
（4）
如果已知无量钢系数ξ，就可以计算出一定内浇口速度所需的金属压力，根据压铸合金和铸件要求，内浇口速度有一经验值，应该遵守，见表1[2]，因此需要压铸机提供相应的速度。
表1 内浇口速度的选取
Table 1 Choice of velocity at ingate 322
低值用于相对厚的铸件，高值用于相对薄的铸件，一般镁合金铸件的内浇口速度比铝的高25%，真空压铸时的内浇口速度为15-30m/s。
金属熔体的体积流量Q是速度υa和出流面积Sa的乘积，出流面积是指浇注装置的喷嘴面积或压铸模的内浇口面积，其关系为
Q=υaSa （5）
式中：Sa为出流面积，m2。将式（5）代入式（4）得到：
（6）
公式（6）指出了金属压力和金属流量的关系；充型时，如果体积流量Q不足或液流速度υa达不到要求，就必须提高金属压力，p升高，Q、υa就会升高，即可达到充型要求。提高压力可通过提高压射阀前蓄能器压力，也可通过调节压射系统压力调节阀（即节流阀）的开度实现。
由式（6）可知，在金属密度ρ、出流面积Sa一定时，所需金属压力p与体积流量Q的平方成正比。为了描绘压力是体积流量的函数，在纵座标上p采用线性分度，Q在横座标上采用平方分度，从座标原点引出一条直线，表示相应的阻力系数ξ，并代表了相应出流面积Sa时的压力的体积流量的关系，这是通常在pQ图中的阻力线或模具线（DL），见图3。在理想状态下，无流动阻力，则ξ=1，阻力线对横座标比较平坦即夹角小，阻力愈大，ξ值越小，阻力线对横座越徒，夹角也愈大，见图4[2]。
3.1.2 压铸机的泵功率和机器特性线（pQ2图）
一台已知压铸机它可供使用的金属压力是多高？对此存在两个简单的极限条件：
（1） 如果活塞（冲头）速度为零（活塞停止），也就是充型结束时，能达到的最大金属压力（不接通增压器）；
（2）如果压室中无金属压射时（所谓空压射）冲头所能达到最高的速度，此时可得到最大体积流量，金属压力等于零。
两个极根条件是可确实的，参照图5[2]压铸机的压射装置示意图和下面的公式 2[2]
（7）
式中：p1为压射（驱动）缸中的压力，bar；ps为蓄能器压力，bar；υ0为活塞速度，m/s；υ ot max为最大活塞速度（空压射速度），m/s。
由图5和式（7）可以看出：如果υ0=0（活塞停止），则p0=ps，就是说压射后在压射缸中建立起全蓄能器压力；如果相反，υ0=υ ot max（空压射速度），则p1=0，也就是压射活塞上 无压力。
如果蓄能器压力和压射活塞面积已知，可以计算静金属压力pstat，它是压射终了冲头施加在金属上的压力。
（8）
式中：pstar为静金属压力，bar；pa为蓄能器压力，bar；A1为压射（驱动）活塞面积，m2；A0为冲头面积。
第二个极限条件（最大体积流量）可由空压射时活塞速度求得，见公式（9）。活塞速度和随动的冲头速度可由测量速度的传感哭（常用位置传感器）测得，见图6[3]。
（9）
式中：Qmax为空射时最大体积流量，m3/s；υ ot max为最大活塞（冲头）空压射速度，m/s；A0为冲头面积，m。把两个最大值pstat和Qmaxt在pQ图的座标中用一直线相连，就得到所谓的机器特性线（ML），见图7[2]；适于相应的压射活塞、冲头面积，及测量时所选调的蓄能器压力和压射阀开度。此特性线确定了为得到所需金属体积流量，可提供的金属压力。 为了检验，在充型阶段测量压力和活塞（冲头）速度以及充型时间，冲头速度乘以冲头面积求得体积流量Q，Q在充型阶段用所测得的金属压力（即所描绘的压力曲线）也可读取。 体积流量Q也可由铸件体积和充型时间之商（或由铸件重量除以金属熔体密度和充型时间之积）求得，这个与p和Q有关的工作点必须位于机器特性线上，机器特性线也可在不知道Qmax时，从pstat经过用金属压射时的工作点连接直线，并延长至横座标，其交点就是Qmax。 工作点也是阻力线与机器特性线的交点，流动阻力愈大，工作点的位置愈高，金属压力也愈高，相应的体积流量就愈小，随着内浇口截面积变小，增加了流动阻力，阻力线走势更陡，因为对同等锁模力的机器，存在明显的压射功率的区别，对相同的压铸模也产生泵功率（也就是可供的体积流量）相应的区别（见图8[2]）。相同锁模力的机器有很不同的泵功率，随22
着锁模力升高，泵功率不一定要跟着同样增大，锁模力对已知铸件投影面积是否足够，机器是否够大，必须检验，可藉助于pQ2图使已知的机器所能提供的需要的金属输达能力得到保证。
因为压铸机特性上的工作点位置是通过机器的输出特性和已知的流动阻力确定的，为了创造生产铸件的最佳压铸条件，对此应进行优化，这种优化是基于提供冲头最大的压射功率。如G. L. Wilson所指，要满足用金属压铸的压射功率最大，则体积流量是：
（10）
也就是：
（11）
从这一点出发的机器特性与纵座相交于静压pstat。机器特性线上工作点，已知Q值，相对应金属压力p约为金属静压的2/3；如果选择式（10）（11）的条件，如图9所示， 则
（12）
这是对已知铸件所需流量Q优化的原则，如何才能使机器特性与铸件所需相匹配，以此有三种可能：可选调的压射阀、可调的蓄能器压力、选择相配的冲头直径。表2是这三种调节对机器特性线的影响。
在pQ2图中机器特性线是很有内涵的，如表2所述那样，可进行相应的变化、调节。如果将阻力线加入其中，那就更具指导意义。
3.2 铸件压铸所需的机器pQ2图
对已知铸件所需流量Q，根据公式（10）（11）和（12）的条件进行优化，而得到铸件压铸所需的机器特性线（pQ2图），见图10，并用来与所选压铸机的特性线进行比较。 优化计算过程和比较方法如下。
（1）已知铸件重量G（包括溢流槽），液态合金密度ρ(g/dm3)，并根据铸件结构、壁厚和技术要求选取充型时间τ；按公式（13）求得金属流量Q0，并根据所优化原则公式（11） 求得最大金属流量
Q0=Gτ/ρ （13） [2]
（2）按下式求得充型时所需的金属压力p0。
（14）
式中：υa=内浇口速度（m/s）根据铸件要求（参照表1）选取；ξ为阻力系数；ρ为液态金属密度，g/cm3。根据优化原则，按公式（12）求最大金属压力p0’=2/3p0。
（3）在图10中，联接p0’与Q0’两点完成工艺所需的机器特性线（MLXU），并与所选机器的特性线（ML）进行比较，一般说来，只要工艺所需要的机器特性线MLXU位于所选机器的特性线ML的下方，就表明所选机器能满足压铸该零件的需要，至于供需之间的最佳匹配，则与模具特性（DL）有关。如果工艺所需要的机器特性线MLXU不能或不能完全位于机器的特性线ML的下方，则可以按照表2所述的改变内浇口截面积（即改变DL的斜率）等方法，以使供需平衡如图10、11、12和13所示，否则应另选合适的压铸机。
3.3 以铸件为本，优化压铸机—模具—合金系统，提高工艺灵活性
在压铸机—模具—合金系统中，通过调整工艺参数，可以改善压铸件的质量和性能。这些工艺参数用一个工作窗口(OW)加以限定。这说明OW是这些工艺参数的极限图。在压铸工艺中，充型时间、内浇口速度和最终金属静压用以限定OW，这些参数与充型现象有关，依赖于模具设计和压铸机性能。在模具设计时，OW内的所有点被认为都是相等的，并无优先权，可以认为最佳工作点存在于OW内的未知点上，在压铸模装在压铸机上试模之前是无法找到它的。在模具设计阶段保证易于找到良好工作点是基于灵活性的考虑，灵活性是在OW内通过调节获得的。
为此，将工艺参数分成软参数和硬参数两种，软参数是指通过操作或一个控制装置进行调节的参数，如功率水平、金属压力、熔体温度、模具温度和循环时间等参数。硬参数是指一种需修正的模具或同时需修正的压铸机，如冲头直径、内浇口面积、排气槽等。软参数在试模时容易更改并获得成功，硬参数更改起来则既困难又费钱、费时，常常需要拆卸模具以便重新修正。因此，优化手段是基于软参数并扩大OW内调整点的灵活性，从而为模具试验提供较大的范围，避免费时费钱的模具更改。
3.3.1 压铸机包容线(MPE线)
压铸机包容线(MPE线)是一条与压铸机所有的特性线相切的双曲线，如图14所示。MPE线是压射用蓄能器压力pakk、最大空压射速度υot max和压射活塞面积A1的函数。
P=α/Q （15）
而式中：α为压射系统所能提供的压射功率，kW。
显然，MPE线与冲头直径无关，是压铸机压射终了的通用特性。它表示储存于充型蓄能器内的能量在压射阶段通过液压系统施加于金属熔体上，位于MPE线下面的面积（图15）包括在机器的特性之内。
3.3.2 优选内浇口面积
充型时间和内浇口速度的极限如图15所示，pQ图中的OW区域用υa max、υa min、tf max和tf min加以限定，tf max为充满铸型前只是部分凝固所需要的时间，tf min是充满型腔前能将型型腔内的气体（空气+涂料蒸气）充分排出的时间。在增加模具排气能力或用真空时，tf min可以向更低值移动以增加OW的面积。υa min可以流动模型（雾化，层流）获得，υa min则考虑模具的侵蚀和磨损。
一般地，铝压铸件tf min≈30 ms，（铝压铸件表面镀层）不镀时为60 ms，A1合金为25~60 ms，锌压铸件tf min≈20 ms，（锌压铸件表面镀层）不镀时为40 ms，Zn合金30~50ms；镁优质压铸件tf min≈30 ms，一般不大于40ms，Mg合金40~90ms；Cu合金tf min为30~45ms。 内浇口面积由DL线的斜率来表示，DL线斜率随内浇口面积增大而减少，DL线穿过OW右下角对应于最大内浇口面积，反之穿过左上角则对应于最小内浇口面积，如图15所示。 充型时间与内浇口速度之间的关系是由所选择的特定的内浇口面积所建立的，并描绘成一条DL线。DL线通过OW并由其所截的线段是所有可能的充型的时间和内浇口速度组合的区域，OW内并在MPE线之下DL线的长度是灵活性的图解，较长的线段表明调整点有较高的灵活性，DL线下面的三角形面积A（图15所示）是可选择范围，面积大则说明可调整的余地大。线段和面积两种方法表示灵活性都是允许的。如图16所示是最佳调定的pQ2图上的表示，DL线是OW的对角线，这样具有最大的灵活性，为了达到这一目的就要改变OW的极限并适当地调节MPE线和ML线。
3.4 从压射曲线说起 2
当今压铸机常配以三级压铸系统：第一级为冲头慢速渐进，将金属熔体推至内浇口，即所谓慢压射阶段；第二级是冲头以高速将金属熔体通过内浇口，在规定的时间内充满型腔，即充型阶段；第三级为尚未完全凝固的铸件在高压下(启动增压器)进行凝固和被压实，即压实阶段。图17所示为典型的三级压射曲线示意图，图中曲线分成一级慢压射、二级充型和三级增压压实三个阶段。有些压射系统将第一级压射又分成两个小部分，第一部分是冲头先封住浇料口(图18所示X1线)，第二部分为慢压射阶段，然后再进行光型和压实， 这就成了四级压射系统，这样除了可避免熔体溅出浇料口，更可以提高压 室初始充满度。
3.4.1 慢压射阶段
慢压射阶段在工艺上主要是选控慢压射速度，目的是在金属熔体涌至内浇口时，压室中的气体能完全从浇口进入型腔，而不被金属熔体包裹，避免在铸件中形成气孔；为此，需要选择一个临界冲头速度，可以是等加速度，也可以是恒速，一般说，等加速度效果好。国外压铸机多配以“Parashot'’或“SIMUI”的等加速度的慢压射的速度选控系统，图19、图20[2]可作为选控慢压射速度之参考。
3.4.2 充型阶段
此阶段在工艺上最应关注的是：充型时间、压射速度、内浇口速度和空压射速度的相互关系，及主要要参数的选择。
3.4.2.1 最佳充型时间
充型时间就是金属熔体流过内浇口，以高的内浇口速度，在金属熔体停止流动前充满型腔的时间。这一时间很短，是一个非常关键的参数，是选用压铸机，进行工艺设计和模具设计的基础。
充型时间要短，目的是充型时在铸件最小的部位或液流远端不产生早期凝固，避免铸件出现缺肉、冷隔等缺陷。充型时间越短，充型速度就越高，会加大型腔磨损，还可能因胀型而金属飞溅和产生飞边；充型速度高，会使型腔中气体没有足够时间从型腔中逸出。充型时间的正确选择只有综合考虑才能得到，表3给出了选择充型时间和内浇口速度的相关因素。 金属熔体从工作温度到凝固温度释放的热量决定了其在相同导热率下保持可铸性的时间，因此这种热量便作为判定其最大可充型时间的尺度。释放热量与充型时间成正比，根据热量比可以得到几种合金的充型时间的关系。Mg合金、Zn合金、A1合金和Cu合金在相同凝固条件下，从工作温度到凝固温度释放的热量分别为261、329、509、918kCal/dm3，则它们的型时间比为τMg:τZn:τAI:τCu ≈0.51:0.65:1:1.8。也就是说τMg=:0.51τAI，τZn=0.65τAI，τCu=1.8τAI。 [4]
表4给出了充型时间与壁厚有关的推荐值，更确切地说与凝固模数有关。一些世界著名的公司如瑞士Buehler也以此作为选择充型时间的依据。早先的资料中是按铸件平均壁厚计算的，而后来资料也有按最小壁厚计算的。
注：最大值用于铝合金，中间值用于锌合金，最小值用于镁合金。
B.Nogowizin基于材料的热性质和他人经验，从试验出发，得到最佳充型时间关系式[3]：
（17）
式中：τ为充型时间，s为铸件平均壁厚；ρ为固、液相间合金密度平均值；HSW为合金熔化热；C为固、液相间合金平均化热容；tL为合金液相线温度；f为固相率；∆t为液相线温度与固相率为f时温度之间隔；tF为模具温度；λF为模具材料的导热率；CF为模具材料的比热容；ρF为模具材料的密度。
此时，浇注温度tg=tL+ (60~120)(℃)
压铸时显然金属液在型腔中无过热，人们观察到熔体流中具有一定数量的固相，当固相率达到30%~80%时，在型腔中熔体运动只能通过高的流入速度，当最佳充型时间按式（17）计算时，相当于f值为70%~80%。
图21中可以确定液相线温度和形式70%~80固相时的温度间隔，即∆t=38℃，表5和表6中列举模具钢1.234 4(X40CrMoV51)和压铸合金的物理性质，也可用于1.234
3(X38CrM051)、1.236 5(X32CrMoV33)和1.236 7(X38CrMov53)[3]。铝合金和铜合金的熔化热的经验值不详，所以用理论值。试验指出，镁合金的熔化热等于纯镁的熔化热。表7[3][3]是按式（17）和按f=70%计算的最佳充型时间，如f=80%时，则表中数据要扩大1.3倍。由表5可知A1-Si和AISiCu合金最佳充型时间要比Al-Mg合金长1.2~1.6倍，这归因于Si高溶化热，使含硅的合金保持较长时间液态，利于在型腔中流过[3]。
最佳充型时间对各种镁合金而言在压射时至少要比铝合金快2倍，铜合金最佳充型时间与合金组成元素有关，铅黄铜（CuZn37Pb）与镁合金相近，硅黄铜（CuZnl5Si4）与铝合金相近。
经验表时，较短的充型时间对薄壁长流程的铸件是成功的，已用于NADCA推荐计算浇注系统的公式中[2,6]：
（18）
式中：τ为充型时间，ms；Tm为金属熔体浇注温度，℃；Tf为金属流动最小温度，℃；Td为压铸模温度，℃；f为金属熔体失去流动性前的最大固相率；sm为压铸件平均壁厚，mm。 以某镁合金压铸件为例，壁厚sm=2 mm，金属熔体浇注温度Tm=670℃，模具温度Td=200℃，最小流动温度Tt=610℃，最大固相率f=30%。则按式(18)计算充型时间τ=0.034 6×[(6780-610+0.25×30)／(610-200)] ×2=20ms。
铸件表面品质量随充型时间增加而变化，充型时间短，压射功率大，充型快，但因内浇口厚度的限制，过短的充型时间使铸件的孔隙率增加。图22是充型时间对铝压铸件品质的影响
[7]。图23[3,8]是近年提出的一种对铝、镁压铸件壁厚与充型时间关系的关系图。表面品质要求高的就选较短的充型时间。
3.4.2.2 压射速度、充型速度和空压射速度。
(1) 压射速度(冲头速度)
压射速度(冲头速度)是充型阶段单位时间内的冲头位移。在行程曲线充型阶段任选两 个点，测量行程的距离和充型时间(图24)，即可求得压射速度=测量的距离(mm)／压射时间(ms)。
(2) 充型速度（内浇口速度）
充型速度即内浇口速度，与冲头速度和冲头面积有关。在压室——模具这个封闭系统里，以充型时金属通过内浇口的体积流量Q为基础，有以下关系：
(19)
式中：υa为内浇口速度（充型速度），m/s；Sa为内浇口面积，mm2；υa为冲头速度（压射速度），m/s；A0为冲头面积，mm2。
一般只有选定压铸机后，才能确定冲头面积，内浇口速度可按表1选取。
内浇口速度是重要的参数，对铸件质量和模具寿命有重要影响。内浇口速度过高会增大型腔表面由于侵蚀、粘模而受损伤的几率；较低的内浇口速度虽有利于气体从型体内排出，但也
能使铸件力学性能和表面质量变坏。铸件的体积缺陷常以均匀分布的显微孔隙或以较大的孔洞出现在铸件中，高内浇口速度的压铸强度比低内浇口速度的低，有助于在铸件中形成显微孔隙，使铸件表面更光洁，组织更致密。
内浇口速度与铸件壁厚有关，可用下式计算：
（20）
式中：s为铸件壁厚（单位：mm），适于壁厚1~6mm；参数46~57中，低值用于锌合金，中值用于铝合金，高值用于镁合金。将最大内浇口速度限制在50~60m/s，而最小内浇口速度为锌12 m/s、铝18 m/s、镁27 m/s。
内浇口速度与铸件壁厚有关，但由内浇口厚度来决定，实际中相同壁厚的铸件，可能有不同厚度的内浇口，由此也会用不同的的内浇口速度来压铸。
还有一种与内浇口厚度有关的计算内浇口的方法，见下式：
（21）
式中：da为内浇口厚度，m；Kw为系数，镁合金为45，铝合金为40，铜合金为27。da值应较铸件平均壁厚s小，同时也小于内浇口设置处的铸件厚度；通常壁厚为1~6 mm时，da为0.8~2 mm；当1 mm≤s≤3mm，最小内浇口厚度dam=0.5+0.185 s；当3.3 mm≤s≤6 mm，d a min=0.33 s；平均内浇口厚度dam=0.52+0.28 s。
内浇口厚度首先影响金属液滴的形成，G.Lieby和L.Frommer研究指出，较薄的金属流从内浇口射出，并迅速变厚，在极短的时间后形成延续伸展的“结”，这个“结”随射流向前运动并最终雾化，金属射流从内浇口流出时最小内浇口速度[13]为：
（22）
式中：Vm为金属熔体的动力粘度，m/s；σm为表面张力，N/m；ρm为密度，kg/m3；da为内浇口厚度，m。
为了保证雾化要求，由式(22)计算出的值，必须扩大到1.3~1.5倍，内浇口厚度da与内浇口速度υa的关系如图25所示，图中。是按υa min×1.5计算而得到的。
内浇口几乎都是长方形，知道其厚度后，其宽度ba必须符合下列条件：
（23） [3]
式中：υ0为冲头速度，υa为内浇口速度，d0为冲头直径，da为内浇口厚度。
但有对内浇口结构的经验线图[2]，证实了内浇口结构（内浇口参数D如图26中公式）和内浇口速度，对铸件质量的影响，推荐优良铸件的工作点的区域薄壁铸件时，选择邻近图中网格区。可见，在很薄的内浇口时，因内浇口参数为低值，需要更高的内浇口速度。
铸件的实际比较，在图25中用点加以标志，一个壁厚3.43 mm的铜压铸件，内浇口厚度
1.4 mm，采用内浇口速度24m/s，在此速度下，形成细微的金属-空气混合体；从图25可知，当da=1.4 mm时，内浇口速度υa=23 m/s，这与实际是吻合的。
图25中曲线表明，当da=0.8~2 mm时，A1合金的内浇口速度υa=45~26 m/s，Mg合金的内浇口速度da=50~29m/s，Cu合金的内浇口速度。υa=31~17 m/s。根据式(20)，当s=l~6mm时，内浇口速度。υa=51~32 （A1合金)，υa=57~36m/s(Mg合金)，比图25所示要高一点。通常在30~45m/s选择Cu合金的内浇口速度。内浇口速度较低适合于壁厚相对较厚的铸件，反之则反。
在正常情况下(壁厚2~2.5mm，最大3mm)，计算时采用υa=35~40m/s。这些壁厚的铸件，内浇口厚度为1～1.5 mm时，则由图25可以确定内浇口速度υa=21~27m/s。如果内浇口速度大于如图25如示值，可增强熔体的雾化效应。必须指出，在压铸Al合金和Cu合金时，内浇口速度过高易导致金属粘焊，粘附在型芯和型腔表面，而Mg合金几乎不会出现粘焊问题。如图25所示，可用于厚壁铸件选择内浇口速度(s>6 mm)，而式(20)只适用于s小于6mm的情形。内浇口速度可以由铸件厚度决定，按图25和式(20)来确定，如果采用最高值，则充型是在金属射流雾化时进行，并有助于在铸件中形成显微孔隙。生产很薄的铸件需要很高的内浇口速度，压铸机必须满足这一要求。可用下式计算压铸机能达到的最大内浇口速度。
（24）
式中：pgs=ps×(D/d0)2，Ps为蓄能器压力；ξ为出流系数(阻尼系数)；D为压射活塞直径；υot max为机器所能达到的最大空压速度；d0为冲头直径；υ0为充型时冲头速度；ρ为金属熔体密度。
出流系数ξ (阻尼系数)为冲头和内浇口系统中的液压损失，金属熔体从压室通过浇道、内浇口进入型腔的过程中，一般ξ=0.59。A J Davis提出ξ0.5-0.8。
由式(24)看出，υot max愈大，υot max也就愈大，从而可满足用较短的充型时间充填大容量型腔的要求。
充型时冲头速度υo过高，除了对模具寿命和铸件质量有影响外，还会由于充型终了时的冲头冲击作用，使动、定模被挤开，当被挤开之缝隙超过0.05-0.15 mm，还会产生金属液从模具中飞溅出来的现象。
充型时内浇口速度υa与铸件壁厚和金属熔体在型腔中的流程长度有关，如图27所示。
(3) 最大空压射速度
最大空压射速度υot max是压室内无金属且调速阀全开的情况下，单位时间内冲头的位移。它是冷室压铸机的重要技术参数，对有金属充型时的冲头速度υ0（即三级压射系统中第二级压射速度）、内浇道速度υa和压铸件品质有重要影响。
(a) 压铸机压射系统所能提供的功率
压铸机压射系统所能提供的功率见公式（16），即
（式中α为压铸机系统所能提供的功率，kW；υot max为最大压射
速度，m/s；A1为压射缸面积，m；pakk为压射蓄能器压力，MPa)。
由公式（16）可知，减小A1可提高υot max，但同时也减小了α和压射力(A1pakk)，这是不可取的。图28、图29所示是Frech公司为提高空压射速度而设计的压射系统及液压回路，Ecopress系统压射速度可达10m/s，M系列新系统空压射速度可达11m/s，建压时间5ms。根据零件压铸的需要，如方向盘铸件用铝合金压铸时，压射速度为7.2m/s，用镁合金压铸时，压射速度为8.2m/s。
为在较短的充型时间内向型腔内充填大容量的金属熔体，需要高的冲头速度和内浇道速度，这就必须赋予压铸机高的最大空压射速度。现代欧洲压铸机的最大空压射速度已达到11m/s，日本近年也出现10m/s的超高速压铸机。
(b) 空压射速度
空压射速度是压铸机可调的参数。由于压室-型腔系统阻力的存在，充型时的冲头速度总比空压射速度小得多。由图30[4]可知，在一定的内浇道面积时υot max从4m/s增加至8m/s，而充型时冲头速度υo由2.4m/s (I)提高到3.1 m/s(II)，并不像υot max那样提高1倍。 理论上，当压射输出功率最大时υ02/υ ot max2=Q2/Q at max2=1/3，则υ0/υot max2=Q/Qot max=0.577，如图31所示。则 2[9]
υ0=0.577 υ ot max （25）
充型时的冲头速度υ0比空压射速度υot要小（因为往往不采用υ ot max，实际上其关系为 式中：pgs为ps(D/d0)；ps为压射蓄能器压力；D为压射缸直径；d0压室直径；υ0为冲头速度，υa为内浇道速度；ξ为出流系数（阻尼系数），取ξ=0.59；ρ为金属熔体密度。 (c) 用图解的方法对量化进行补充
前面分析的是量化空压射速度及其相关的参数，这里用图解对其进行补充，并描述工艺的灵活性，用如图32所示的机器特性曲绚pQ口以说明。
由图32可知：①机器特性曲线ML和ML1与横坐标形成夹角β和β1，相应的流量为Q和Q1，且βQ1，说明最大空压射速度大，夹角小，而流量大；②一条模具线（内浇口面积即阻力线）DL穿过ML和ML1，分别相交于p和p1，图上可见由p对应的pa、Qa及p1，对应的pa1、Q a1所组成的两个代表机器压射系统输出能量的四方形；
paQ×QaO×palO×QalO，说明ML-DL组合的输出能量大于MLl-DL组合的输出能量；③四边形CDFE是机器模具组合的工作窗口OW，OW是由内浇道速度υa (在CD段)和充型时间τ(在DF段)限定的，也就是机器模具组合的工艺工作点在这个四边形之内；④DL1与工作窗口相切于F，表示最大的内浇道面积Aa max (也就是最小的充型时间τmin和最大的内浇道速度υa max)；⑤模具线DL通过工作窗口OW与CD和ML或ML1的交点，可以做成三角形∆PBDl和∆P1BlD1，其面积分别为A和A1，显然A>A1；PD1和P1D1则为DL在工作窗口中与ML和MLl的截线，PD1>P1Dl。
面积和线段长度都是工艺灵活性的尺度，据此，机器ML及其工艺灵活性远大于机器ML1，也就是空压射速度高，流量大，会改善工艺的灵活性。工艺工作点必须在一个范围内可调，这个范围越大，工艺灵活性也就越大，工艺成功率就愈高。如图35所示，PD是OW的对角线，所以它的灵活性最大；如果工作窗口的位置发生变化，如图33、34、35所示[11]其结果也是一样。
冷压室压铸机必须有高水平的最大空
压射速度，这样可以改善工艺工作点的灵
活性。图解可以帮助我们选择压铸机，设
计压铸模具，并提高工艺灵活性，从而提 22
高工艺成功率。
3.4.3 压实阶段
(1) 从压力曲线看压射时的压力
图36[2]所示为压铸机压射缸内的压力曲线。由图可知，压铸过程的压力大致有充型压力、最终压力（二级压射时等于蓄能器压力，三级压射时已将增压力加上），还有就是充型结束，活塞速度为零时产生的冲击压力（Impact Pressure）。冲击压力峰瞬间回复到蓄能器压力。 压实压力是指压射（驱动）缸内压射（驱动）压力（蓄能器压力）与增压压力叠加后，乘以压射活塞面积与冲头面积之比，或乘以压射活塞直径与冲头直径之比的平方。增压器原理如图37[2]所示。
一个大面积(Ap)活塞(dp)与一个小面积(Aa)活塞(ds)相连，大活塞(初级活塞)上承受压力p1，推动小活塞(次级活塞)产生压力p2，在封闭系统中有：
(27)
(28)
式中：P2为增压压力；p1为推动大活塞的压力；Ap为大活塞面积，dP为大活塞直径；As为小活塞面积，ds为小活塞直径。
P2与压射缸的压力叠加后的压力被称为工作压力pe，乘以压射活塞面积A1与冲头面积A0之比(A1/A0)，或者乘以压射活塞直径d1和冲头直径d0之比的平方(d1/d0)2后称为压实压力Pk，即
（29）
如果增压器小活塞腔中有背压P3时，应减去，则
（30）
一般压铸机增压器压力变压比为1:3或1:2。
图38所示为冷压室压铸机压射缸的压力曲线[2]。此机设有蓄能器和增压器，如蓄能器压力为7MPa，压铸循环开始后，首先压射活塞与连接的冲头，借助于液压泵缓慢前进进行慢压射，然后通过打开压射阀，转接到蓄能器上，冲头被加速到高的充型速度，此时金属熔体通
过内浇口被压人型腔，在液流开始进入型腔时，产生小的压力峰。当进一步充型时，几乎以均匀的压力进行（此处约5.5 MPa）。在充型终了时，冲头突然制动，由制动能量引起压力升高，形成小峰瞬即回到蓄能器压力，此压力接通增压器，变压比在例中为1:3，所以压射缸内的工作压力pe达到蓄能器压力7MPa的3倍即21MPa。若变压比为1:2则达到 14MPa，此时冲头施加凝固铸件上的压力为压实压力(Compaction pressure)。压实压力也可按铸件的要求和合金种类选择，如表8所示。
(2) 影响铸件孔隙率的因素
冲头施加在金属熔体上的压力可以进行补缩和压缩气体孔隙。金属压力与孔隙率的关系如图39所示[3]。压力与孔隙率不是线性关系，所以，得到的高压力不能完全消除孔隙。虽然孔隙尺寸减小了，但仍然存在于铸件中，这与合金种类关系不大，或许凝固范围宽的合金孔隙容易集聚，但这并不是说，合金和添加元素不重要，它们影响孔隙的形成和分布状况，并显著影响性能。
补缩与压缩孔隙的压力必须传递到正在凝固的金属，这对冷压室压铸机与热室压铸机都是事实。一旦金属熔体浇人冷压室压铸机压室中，金属熔体接触到压室底部就开始凝固，有些冲头的力就要用来折叠这些冷皮，压室中浇进的金属越少，这种现象越严重。
当料饼薄的时候，就会增加孔隙。如图40所示是料饼厚度与孔隙率的关系。一般料饼厚度约为20mm，图41[7]说明压室充满对型腔内金属压力的影响，压室充满度为35%时，铸件是在46~64MPa下凝固的，低压室充满度产生大量的预凝固金属进入型腔，它们会引起堵塞而阻碍压力有效传递，势必增加非正常组织，是铸件生产的潜在薄弱环节。在压实阶段，利用增压减少铸件孔隙，依赖于内浇道有充分长的时间保持液态。公式(31)是用于计算内浇道凝固时间，实际上是公式(17)中f=1(即固相分数为100／100)时的变形。
（31）式中：∆t=t1-ts；δa为内浇道厚度；p为固液态间合金密度平均值；Hsw为合金熔化热；c为固凝态相温度；tL为合金液相温度；ts为合金固相温度；tF为内浇道附近模具温度；λF
为模具材料导热率；CF为模热容；PF为模具材料密度。
表9是根据式(31)和表5、表6计算所得的内浇道厚度与内浇道凝固时间，最小建压时间与压射系统有关，对于有增压器的压射系统，该值为0.05-0.03s，如果铝、镁合金模温为250℃。铜合金模温为400℃，对于内浇道附近被流人的金属熔体及高速度，使该处温度升高，从而延迟了内浇道凝固时间，图42[131为内浇道厚度与凝固时间的关系。因此，等于加大了表9中的内浇道厚度，对于铝、镁合金来说加大1-1.2mm，对铜合金则大于1.6mm。 [7]
压铸机压射系统增压建压时间可根据需要进行调整，如图43所示，可调为：(a) 瞬时增压；(b) 缓慢增压；(c) 延迟增压。
高的模具和合金温度，可以延长增压作用的有效性。直接压力测量证明，传递压力的时间与图44[7]所示一致。
冲头施压一直保持到铸件凝固是很重要的，特别是对热室压铸机，太短的持压时间会产生大的孔隙。而仍呈熔融的合金甚至会在冲头回程时被吸回。对热室压铸机，必须考虑冲头蠕动。这是在型腔完全充满后，冲头的连续运动使金属熔体通过冲头环逸出而引起的。如果冲头直接撞到浇壶底，则失去全部金属压力，会引发多孔隙的铸件。浇壶底至少应有20mm高的金属熔体用于冲头蠕动。
当铸件厚壁与薄壁同存，薄壁冷凝后会阻隔厚截面的压力传递，孔隙将在其中发展，控制模具冷却，达到适度温度梯度，可以减轻这个问题。但要求截面差不要超过1.5倍，否则就难得到很好的补偿。
封闭的凸台(搭子)处容易出现孔隙，除加强冷却外，可用压力销施压来减少孔隙。在凸台凝固时，由液压将销挤入型腔，进行局部补缩和挤压孔隙。图45所示为压力销挤入时间与孔隙度的关系。这种办法关键在于控制压力销的挤压时间，时间过早，铸件还是液态，起不到挤压作用；时间太晚，则铸件已凝固，压力销难以挤入，也起不到压缩作用。图46所示缸盖罩盖是应用压力销的一个典型例子
3.5 温度参数
温度是压铸过程热条件的具体体现，对铸件内、外质量和模具寿命有着重要意义。本节只涉及合金温度与模具温度。
3.5.1 合金温度
金属浇注温度对所有压铸合金而言，都应有适度的过热，以免浇注温度与模具之差过大，引起模具温度交变负荷强烈，产生热应力而影响模具寿命。另外过热度大，也会影响合金质量。表10[2]介绍了合金熔化温度和浇注温度范围，从中可看到合金浇注时的过热度。合金熔体浇人压室后，随即开始冷却，并随着合金在压室中停留时间和压室充满度而变化，如图47所示。
3.5.2 模具温度
模具温度是重要的工艺参数之一，可以说正确的、恒定的模具温度是优质和可靠生产、高生产率、低废品率和长模具寿命的基本前提。
压铸前首先要预热模具，使模温达到150～200℃，这样有利于涂敷涂料，减少熔体温度降低和延长熔体流程，有利于型腔充填，另外模具预热还能提高模具材料的韧性和减少型腔表面热冲击。模具预热最好的办法是采用热油加热，借助于模温机提供循环热油和进行模温控制。如果机器附有快速装卸模具的装置，可在安装前将模具先预热好，这样可节省机器上模具的预热时间，加快机器开动。同时模温机还配有循环冷却水系统，对模具进行必要的冷却。气体加热也是一种办法，视工厂条件可采用天然气或煤气，在此情况下，模具温度可用表面温度计和测温笔测量。其它加热方法还有电、远红外加热。
表11[2]为推荐的模具温度，在预热或工作中都不要超过表中的最高值。
3.5.3 热室压铸机压铸金属液温度
选用热室压铸机压铸的金属液温度：AM60B合金，640℃；AZ91D合金，630℃；AM50A合金，650℃；Zn合金，430℃。
高于上述温度，都不能采用热室机压铸，如ZAl2、ZA27和AE、AS镁合金等。因高于这个温度，金属液会溶蚀(solution attack)浇壶。
在压铸过程中，要保证喷嘴(体)的温度，加热时又不超过上述金属液的温度。但金属液若低于此温度，在冲头回程时，喷嘴内的金属不能流回浇壶中，则冲头压射行程会发生变化，影响压铸件质量，严重时会无法工作。