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K5X左盖是由德国宝马摩托车公司隆鑫发动机公司共同开发，并由重庆隆鑫压铸有限公司压铸生产，大排量发动机公司喷粉机加后供德国宝马的K5X高端摩托车装配的产品。产品外观设计独特，造型美观，外形如青蛙状。德国宝马摩托车公司对K5X左盖质量要求非常严格：零件主体壁厚2.55mm；零件重量1210±30g（成品）（压铸件1.305kg）；外表面喷粉后不允许有气泡和起层现象；零件表面不允许有碰伤、划伤、磕伤痕迹；压铸后探伤不允许有超过PK3标准的气缩孔存在。K5X左盖实物图如图 1、图 2：
（1）气缩孔：压铸件在冷凝过程中，由于内部补偿不足所造成的形状不规则，表面较粗糙的空洞；
（2）气孔：又名空气孔、气眼，压室、浇道和型腔内的气体卷入压铸件内部所形成的形状较为规则、表面较为光滑的空洞；
（3）气泡：又名鼓泡，铸件表皮下，聚集气体鼓胀所形成的泡，有时会崩裂，存在贯通和非贯通两种；
（4）花纹：又名条纹、流痕，首先进入型腔的金属液形成一个极薄而又不完全的金属层后，被后来的金属液所弥补而留下的痕迹，铸件表面呈现与金属液流动方向相一致，用手感觉得出局部下陷，此缺陷无发展方向；
（5）成型差：成型差又名浇不足、轮廓不清、边角残缺，金属液未充满型腔，铸件上出现填充不完整的部位，多出现在铸件末端或狭窄深腔处；
（6）粘模：在压铸过程中，合金粘附型芯、型腔局部甚至整体粘附在型腔内的现象；
（7）裂纹：铸件上合金基体被破坏或断开形成细丝状的缝隙，有穿透的和不穿透的两种，有发展趋势，裂纹可以分为冷裂纹和热裂纹两种，他们的主要区别是：冷裂纹铸件开裂处金属未被氧化，热裂纹铸件开裂处金属被氧化。
3、 K5X左盖失效模式的改进措施
从模具、设备、材料、熔化、压铸等方面分析了相关的失效模式,其中与模具、设备
压铸相关的具有较高风险度的几种失效模式如下：
（1）压铸机的选择
2010年在开发K5X左盖压铸模时未进行潜在失效模式进行分析，用拍脑袋想当然的方式确定了用800T压铸机生产K5X左盖。其结果是：生产时模具跑水极其严重，产品质量无论从外观质量到内在质量均极其糟糕。保供也因此受到严重影响。
压铸机型选择——锁模力计算
通过对三维图形测试铸件垂直于分型面的投影面积：F件=72470mm2，浇注系统、排溢系统垂直于分型面的投影面积：ΣF浇排= F件×（50%～55%）= 72470mm2×53%=38520mm2，总面积 ： ΣF= F件 + ΣF浇排=72470+38520=111260mm2=1112.6cm2，P锁模力≥ Q胀型力=∑F × P 比÷ K= 1054T
根据计算结果：选择1000 ～ 1100T压铸机为宜
根据车间设备的现状决定暂时用DC1250T压铸机生产K5X左盖，解决锁模力不足和跑水问题。
压铸机主要技术参数
（2）模具尺寸的改进
项目小组在原有的模具基础上对各个缺陷问题分析后重新开发了DL-4#模具，模具的尺寸较以前的进行了相应的改进：
DL-4# 模具：宽 × 高 × 厚=1010mm× 810mm×650mm
① 宽度方向增加280mm，高度方向增加了70mm，厚度增加20mm。有效减小了型板安全风险；
② K5X左盖DL-4#模最小封水距离70mm，模芯尺寸宽 x 高各增加了25mm.模芯尺寸为510mmx450mm。结合模框和模脚尺寸的加宽和1250T压铸机，有效解决了模具跑水问题；
（3）浇注系统的改进
浇注系统的组成：余料饼、直浇道、横浇道、内浇口
① 余料饼和直浇道的改进
根据压铸机的特点选择余料饼厚度=25～35mm；直浇道的主要作用：调节热平衡，保证其最后凝固。通过向过度浇道、横浇道、内浇口最终向铸件传递压力，保证铸件在压力下成型结晶。从而有利于气体压缩和向热节部位补缩，有效减小减少气缩孔。调节提高熔杯充满度，防压射时卷渣卷气。
原压铸机的型号为DC-800T，其溶杯尺寸φ90mm；充满度Ⅰ= V 金属液/V 熔杯=（3.4/2.4）/(πR2H)=1416.7/(π×0.452×6.05)= 36.81%更改后压铸机的型号为DC-1250T，其溶杯尺寸同样选择φ90mm 时；充满度Ⅱ= V金属液/V熔杯=（3.4/2.4）/（πR2H）=1416.7/（π×0.452×7.25）= 30.72%充满度Ⅰ〉充满度Ⅱ，说明DC-1250T选用φ90mm的溶杯的材料利用率不高；DC-1250T不选用φ80mm的熔杯以提高充满度，是基于1250T压铸机105T压射力且1150mm的冲杆长度，机头存在较大风险；为适当提高改 1250T 机型后的充满度，我们在该产品运用了高浇口技术。不但使充满度有所提高，同时能调节模具的热平衡。分流锥高度设计为 125mm,缩短熔杯尺寸 φ80mm，此时的充满度：充满度Ⅲ= V金属液/V 熔杯=（3.4/2.4）/（πR2H）=1416.7/（π×0.452×6.45）= 34.72%
改进后的直浇道尺寸如图 3：
② 内浇口的改进
内浇口总截面积计算：
ΣF内=G/ρ×v ×t × K1×K2 ×K3 ×K4=1305/2.4×15×0.06×1.25×0.7×0.9×1.25=618.3mm2
ΣF内：内浇口总截面积cm2;
G ：铸件重量g;
ρ：铝水比重ρ =2.4g/cm2;
V ：填充速度V =15 m/s;
t ：填充时间t=0.06s;
K1 ：壁厚速度修正系数δ=2.7mm 时，K1=1.25;
K2：比压速度修正系数，Pb=900 时，K2=0.7;
K3：合金物理特性修正系数，铝合金，K3=0.9;
K4：壁厚特性修正系数，壁厚均匀，K4=1.25;
内浇口厚度计算：
内浇口的厚度：要保证在填满型腔时足以传递压力；不能先于铸件凝固；不能形成铝水喷射、卷渣、卷气、冲刷、粘铝、拉伤 等;
内 浇 口 厚 度d=δ×Kn×K1×K2=2.7×0.52×1.25×1.70=2.97mm
δ：铸件壁厚;
Tj 金属液温度, Tj=Tjj+ΔT1=578+30=608℃;
Tn 内 浇 口 处 温 度 ,Tn=Txc+ （ Tj-Txc ）
*Kt=576℃;
Tx 型腔温度, Tx=Tn-30℃=546℃;
Txc 型腔初始温度,Txc=250℃;
Tjj 金属结晶温度 ADC12,Tjj= 578℃;
ΔT1 结晶过程中必须的最小温度差, 铝合金ΔT1=30℃;
Kt 金属液流动时型腔温度变化系数 ,V=15m/s，t 填充时间=0.06s ,Kt=0.91;
Kn 内浇口厚度与铸件壁厚比 ,Kn=d/δ=(Tj-Tn)/（Tj-Tx）=0.52;
K1 铸件壁厚修正系数, K1=1.25（随 δ 减薄，K1 增大）;
K2 铸件投影面积修正系数, K2=1.70（随 F件增加，K2 增大）;
③ 横浇道的改进
横浇道厚度取内浇口厚度的3～5倍；横浇道总截面积取内浇口的3～4倍；横浇道总截面积的确定：
ΣF横 =3.5 ×ΣF 内=3.5×613.8=2148.3mm2
④ 内浇口与横浇道的具体分布
内浇口与横浇道计算结果：ΣF内=613.8mm2；d内=2.97mm；ΣF横=2148.3 mm2；由于产品容易在两端产生缩孔、气孔数量最多导致报废的区域，所在横浇道的两个末端增加了 6x3mm2的 两 道 内 浇 口 ； 所 以 ΣF 内=582+2x18=618mm2；
内浇口具体布局如下表：
由于在某些区域是容易产生缩孔、气孔数量最多引起产品报废，同时为了确保铝水自下方内浇口开始向上方顺序填充，不产生紊流，因此，对6组横浇道的位置和厚度进行布置，为保险起见，横浇道的厚度多放了 1.5mm,因此，六道横浇道的总截面积：2377mm2；
横浇道具体布局如下表：
浇道形状和位置具体改进情况：
（二）2 号浇道方向未变，宽度向3号浇道方向增宽2mm、向 1 号浇道增宽4mm 为 46mm，增大了填充量，解决了N 4区域和周围区域缩孔、气泡、成型差；
（三）3 号浇道方向调整，将靠2号浇道方向的尖角削掉并增加2mm 为35mm，解决了17区域和周围区域缩孔、气泡、成型差；
（四）4 号浇道方向未变；
（五）5 号浇道方向未变；
（六）6 号浇道方向未变，浇道过渡段外形加宽，填充量增大；
（4）排溢系统的改进
排溢系统由排气槽、集渣包、溢流口组成；溢流槽、集渣包从6组增加为7组；在M9区域外边缘增加一个独立的排气槽；所有集渣包的平面尺寸减小，深度增加；1#渣包及溢流口向上方移动了5mm,开设在N4区域外边沿两型芯的中间，有效起到了填充导向、排渣排气的作用；在改进前的2#和3#集渣包之间增加一组溢流口、集渣包、排气槽，对K2区域起到了很好的填充导向作用，避免该处紊流的产生，排渣排气效果提升。
4、 工艺系数的改进
K5X左盖的压铸材料为ADC12 ， 用ATM-1500熔炼炉进行熔炼，经过除渣与在MTS1500 MarK10 设备上除气，由转水包转运至保温炉进行压铸；产品要求的浇注温度为650~670℃，精炼除渣温度720~740℃，增压压力30～32MPa，其他工艺参数与之前的数据保持不变。
5、 结论
在 K5X左盖DL-5#模设计制造时将充分考虑以下内容：
（1）横浇道设计比DL-4#模具减薄 1.5mm；
（2）浇口过渡段的厚度20mm,宽度 55mm；
（3）直浇道厚度24mm,宽度 55mm；
（4）1100T机采用φ80 的熔杯；
（5）分流锥高度控制在65mm；
本文作者：重庆隆鑫压铸有限公司 陈宇
文章出处：压铸实践
