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、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浇口，以高的浇口速度，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浇口速度的相关因素[4]。 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。
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]：
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[3]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]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]：
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（浇口速度）
充型速度即浇口速度，与冲头速度和冲头面积有关。在压室——模具这个封闭系统里，以充型时金属通过浇口的体积流量Q为基础，有以下关系： 式中：υa为浇口速度（充型速度），m/s；Sa为浇口面积，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，浇口速度可按表1选取。 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。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；较低的浇口速度虽有利于气体从型体排出，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，高浇口速度的压铸强度比低浇口速度的低，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。
浇口速度与铸件壁厚有关，可用下式计算：
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。将最大浇口速度限制在50~60m/s，而最小浇口速度为锌12 m/s、铝18 m/s、镁27 m/s。
浇口速度与铸件壁厚有关，但由浇口厚度来决定，实际中相同壁厚的铸件，可能有不同厚度的浇口，由此也会用不同的的浇口速度来压铸。
还有一种与浇口厚度有关的计算浇口的方法，见下式：
式中：da为浇口厚度，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；平均浇口厚度dam=0.52+0.28 s。
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，金属射流从浇口流出时最小浇口速度[13]为：
式中：Vm为金属熔体的动力粘度，m/s；σm为表面力，N/m；ρm为密度，kg/m3；da为浇口厚度，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，浇口厚度da与浇口速度υa的关系如图25所示[3]，图中。是按υa min×1.5计算而得到的。 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：
式中：υ0为冲头速度，υa为浇口速度，d0为冲头直径，da为浇口厚度。 但有对浇口结构的经验线图[2]，证实了浇口结构（浇口参数D如图26中公式）和浇口速度，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，在很薄的浇口时，因浇口参数为低值，需要更高的浇口速度。 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，浇口厚度1.4 mm，采用浇口速度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，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合金的浇口速度υa=45~26 m/s，Mg合金的浇口速度da=50~29m/s，Cu合金的浇口速度。υa=31~17 m/s。根据式(20)，当s=l~6mm时，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合金的浇口速度。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，浇口厚度为1～1.5 mm时，则由图25可以确定浇口速度υa=21~27m/s。如果浇口速度大于如图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，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浇口速度(s>6 mm)，而式(20)只适用于s小于6mm的情形。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浇口速度。
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)为冲头和浇口系统中的液压损失，金属熔体从压室通过浇道、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是压室无金属且调速阀全开的情况下，单位时间冲头的位移。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）、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[9]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，m2；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向型腔充填大容量的金属熔体，需要高的冲头速度和浇道速度，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
υ0=0.577 υ ot max 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)2；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pQ2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β<β1、Q>Q1，说明最大空压射速度大，夹角小，而流量大；②一条模具线（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；④DL1与工作窗口相切于F，表示最大的浇道面积Aa max (也就是最小的充型时间τmin和最大的浇道速度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围可调，这个围越大，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 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：
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
如果增压器小活塞腔中有背压P3时，应减去，则
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[7]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
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