阅读说明：本技术 高速冲床底座铸件的砂芯结构、浇注系统和铸造方法 (Sand core structure, pouring system and casting method of high-speed punch base casting ) 是由 宋贤发 项铮宇 吴超 周宁 张亚敏 詹善国 于 2020-03-18 设计创作，主要内容包括：一种高速冲床底座铸件的砂芯结构、浇注系统和铸造方法,其特征在于：该结构包括用于填充高速冲床底座中油箱空腔的砂芯本体,所述的砂芯本体由第一砂芯、第二砂芯组成,且第一砂芯和第二砂芯为一体成型设置；所述的第一砂芯和第二砂芯的连接部预埋有芯骨结构。本申请具有定位准确、固定稳固,在铁水高温热作用以及铁水冲击、浮力作用下不容易断裂,且也没有披缝的优势。(A sand core structure, a pouring system and a casting method of a base casting of a high-speed punch press are characterized in that: the structure comprises a sand core body for filling an oil tank cavity in a base of the high-speed punch press, wherein the sand core body consists of a first sand core and a second sand core, and the first sand core and the second sand core are integrally formed; and a core bone structure is pre-embedded in the connecting part of the first sand core and the second sand core. This application has the location accuracy, fixed firm, is difficult to the fracture under hot-water heating effect and molten iron impact, buoyancy effect, and does not have the advantage of fash yet.)

高速冲床底座铸件的砂芯结构、浇注系统和铸造方法

技术领域

本发明涉及高速冲床底座铸件制备技术领域，具体的涉及一种高速冲床底座铸件的砂芯结构、浇注系统和铸造方法。

背景技术

高速冲床冲压速度快，每分钟行程数可达1200次/min，是普通冲床生产效率的5-10倍。高速冲床靠曲轴转动，然后通过曲轴上的连杆带动滑块向下往复运动完成冲压生产，其中运动机件会因受热膨胀而破坏正常间隙，或因润滑油在高温下失效而卡死，机件会因高温而导致其机械强度降低甚至损坏。因此，为保证冲床正常工作，必须对在高温条件下工作的机件加以冷却。

其中，高速冲床的底座铸件是一种内部含有空腔的结构，其中的内部空腔为储存润滑和冷却油的油箱，通过采取双制式的油冷却加热设备确保底座油箱内润滑油的温度控制在加减0.5度以内，为传动系统的各运动副间及时提供有效润滑和冷却，平衡机械系统结构的温度，减少各运动副间的异常机械磨损，同时有效控制各关键件的冷热变形，防止冷热变形对机床精度造成影响，保证高速冲床加工精度的持续性恒定。底座铸件如图1所示，即为高速冲床的底座铸件结构，该铸件产品毛坯重量5800Kg，浇注重量6500Kg，材料为球墨铸铁QT500-7A，外形尺寸2160mm×1370mm×870mm，最大壁厚420mm，最小壁厚30mm。具体的包括铸件本体1’，铸件本体1’中设有油箱2’，形成油箱的侧壁上设有管线通道3’，具体包括位于一侧的第一管线通道3.1’、位于另一侧(相对一侧)的第二管线通道3.2’；但是这种结构的铸件，由于筋板连接处易产生缩孔、缩松缺陷；成份、浇注温度及操作不当，容易发生组织粗大、冷隔而导致油箱漏油、渗油现象。

此外，高速冲床的底座铸件结构，在设计铸造工艺的时候，油箱形成的空腔位置需要设置砂芯，砂芯属于铸造领域中比较常见的部件，根据实际需要砂芯的结构以及尺寸砂芯定位也都不尽相同，常规的砂芯定位结构中，只需要简单在模具中成型砂芯头即可使用，而对于一些铸型由很多种砂芯组合而成的砂芯就需要考虑组合砂芯定位准确性，避免因砂芯的定位不准确导致铸型尺寸不符而产生产品报废，不同的砂芯会需要不同定位结构，比如：图2中的油箱砂芯为便于砂芯制作，采用常规的两个砂芯组合，第一砂芯4’和第二砂芯5’，如图2所示，第一砂芯和第二砂芯之间会存在披缝，打磨披缝有困难；而且，因为砂芯体积大，整体砂芯无法制作，整体砂芯吊运、翻转、下芯困难，此外，如图3-6中的管线通道处的砂芯只能分割为第六砂芯6’、第七砂芯7’，其中第六砂芯由包括A部6.1’、B部6.2’和与A部、B部过度连接的中间部6.3’构成，同样第七砂芯7’由包括D部7.1’、E部7.2’和与D部、E部过度连接的中间部7.3’构成；但是如附图3-6所示，由于第六砂芯和第七砂芯的A部、B部、D部、E部比较薄，如果定位、固定不稳的话，在铁水高温热作用以及铁水冲击、浮力作用下，A部、B部、D部、E部位置的砂芯很容易断裂，从而出现质量问题。为此，需要设计具有位置准确和尺寸准确的砂芯和砂芯定位结构。

发明内容

本发明针对现有技术的上述不足，提供一种定位准确、固定稳固，在铁水高温热作用以及铁水冲击、浮力作用下不容易断裂，且也没有披缝的高速冲床底座的砂芯结构。

为了解决上述技术问题，本发明采用的技术方案为：一种高速冲床底座的砂芯结构，该结构包括用于填充高速冲床底座中油箱空腔的砂芯本体，所述的砂芯本体由第一砂芯、第二砂芯组成，且第一砂芯和第二砂芯为一体成型设置；所述的第一砂芯和第二砂芯的连接部预埋有芯骨结构。

采用上述结构，通过设计砂芯的芯骨预埋于第一砂芯和第二砂芯的连接部内，将第一砂芯和第二砂芯整合成一个完整的一体式的砂芯，采用的也是一体成型的结构。并且利用芯骨的刚性来提高砂芯的容易断裂部位的刚性和强度，实现砂芯的整体制作，而且这种整体式的砂芯还能够消除分体砂芯之间的间隙，达到无披缝的目的。

作为优选，所述的芯骨结构包括第一芯骨支架、第二芯骨支架和第三芯骨支架，所述的第一芯骨支架位于第二芯骨支架的一端、并与第二芯骨支架垂直连接；所述的第三芯骨支架位于第二芯骨支架的中部、并与第二芯骨支架垂直连接；所述的第一芯骨支架预埋于第一砂芯内、第二芯骨支架预埋于第二砂芯内并沿其宽边方向延伸、第三芯骨支架预埋于第二砂芯内沿其靠近第一砂芯的长边方向延伸；采用上述结构，可以进一步的加强第一砂芯与第二砂芯的连接牢固度和刚度以及强度；特别是由于高速冲床底座此位置特殊的结构会导致第一砂芯和第二砂芯连接处细长、脆弱，铁液浇注或者砂芯重力或者铁液浮力作用下，很容易发生断裂；而上述芯骨结构的设置和特定位置的限定可以很好的克服上述缺陷。

进一步优选，所述的第一芯骨支架包括两根平行设置的第一纵向支撑棒和与纵向支撑棒垂直连接的一根第一横向支撑棒；所述的第二芯骨支架包括两根平行设置的第二纵向支撑棒和与纵向支撑棒垂直连接的三根第二横向支撑棒；所述的第三芯骨支架包括两根平行设置的第三纵向支撑棒和与纵向支撑棒垂直连接的两根第三横向支撑棒；采用上述结构可以加强芯骨结构本身的稳固性和强度，同时对砂芯也起到很好的紧固作用。

进一步优选的，所述的芯骨结构中的纵向支撑棒为Φ20～Φ25的钢筋，横向支撑棒为Φ14～Φ16的钢筋；通过利用芯骨的刚性来提高砂芯的容易断裂部位的刚性和强度，实现砂芯的整体制作，消除分体砂芯之间的间隙，达到无披缝之目的。

优选的，所述的第一砂芯和第二砂芯两侧部设置有第六砂芯和第七砂芯；所述的第六砂芯为填充高速冲床底座中第二管线通道砂芯，第七砂芯为填充高速冲床底座中第一管线通道砂芯；所述的第六砂芯包括A部、B部和与A部、B部过渡连接的C部，所述的B部设置有第一延伸部，该第一延伸部与B部垂直设置；所述的第七砂芯包括D部、E部和与D部、E部过渡连接的F部，所述的D部、E部设置有第二延伸部，该第二延伸部与B部垂直设置。

进一步优选的，所述的第一砂芯和第二砂芯的各自外端部分别设置有第四砂芯和第五砂芯，所述的第四砂芯和第五砂芯上均设置有与第一延伸部和第二延伸部相配合的凹槽；采用上述结构，在装配砂芯的时候，先下第四砂芯和第五砂芯，第六砂芯和第七砂芯则通过凹槽的配合和导向作用可以落在第四砂芯和第五砂芯内，通过凹凸卡口的配合，确保了砂芯的准确定位；第六砂芯、第七砂芯和第四砂芯、第五砂芯之间通过填树脂砂加强固定，提高了砂芯容易断裂部位的刚性，解决了砂芯受铁水高温热作用以及铁水冲击、浮力作用容易断裂的问题。

本申请还提供一种高速冲床底座的铸造系统，该系统包括由上述砂芯结构和型砂构成的铸件型腔和与铸件型腔连通的浇注系统；所述的浇注系统包括直浇道、横浇道和内浇口(内浇道)；所述的横浇道包括第一长边横浇道，第二长边横浇道，短边横浇道，所述的第一长边横浇道、短边横浇道和第二长边横浇道顺次连通构成u字型横浇道；第一长边横浇道和第二长边横浇道分别连接于短边横浇道的两端；所述的直浇道与短边横浇道垂直连接；所述的第一长边横浇道，第二长边横浇道上均连通有多个内浇道，每个内浇道的一端与长边横浇道连接、另一端延伸至浇注系统的底部位置。

采用上述的浇注系统，可以均匀的从多个浇注口向着铸件型腔的底部进料，保证进料更加平稳、均匀；而且设置多个内浇口，保证铁液进入型腔的速度和进料量均匀，从而也可以有效保证铁液的平稳充型，降低铸造缺陷。

优选的，所述的直浇道的横截面为圆形，所述的横浇道的横截面为长方形，所述的内浇口的横截面为圆形；所述的直浇道与横浇道的横截面短边所在面垂直，所述的内浇口也与横浇道的横截面短边所在面垂直。

进一步优选的，所述的横浇道和内浇口之间还设置有下横浇道，所述的下横浇道的横截面与横浇道的横截面相同，且下横浇道的横截面的长边所在的面与横浇道相贴合。

更进一步优选的，所述的下横浇道与横浇道之间还设置有过滤砖，所述的过滤砖的横截面大于横浇道的横截面。采用该结构可以有效的去除铁液中的杂质等，进一步降低铸件的铸造缺陷。

本申请上述的浇注系统满足了：1.铁液大流量快速平稳充满铸型；2.铸型内铁液按均衡凝固的原则；3.浇注系统有撇渣功能；4.有较高的压力头。浇注系统采取半封闭式，浇注系统设有过滤器，该系统有利于铁水快速冲型。

进一步的，所述的浇注系统中各组元的大小：F_直＝Φ80(mm)内径瓷管1支，F_横＝长35(mm)*宽55mm*高90(mm)，F_内＝Φ30内径瓷管共10道；F_直∶F_横∶F_内＝1∶1.58∶1.41。上述设置可以有效保证充型平稳，铸造缺陷少。上述的F表示的是各个对应部件的横截面面积，上文主要给出对应部件的尺寸，本领域根据上述尺寸可以直接计算出相应的横截面面积，具体的比值则根据四舍五入原则限定为上述数值。

优选的，所述的浇注系统还包括多个出气和冒口，所述的出气设置于铸件型腔靠近直浇道所在面上；所述的冒口设置于铸件型腔靠近直浇道所在面上、且位于铸件型腔的靠近两端位置。采用该结构，出气数量是根据铸型的排气原理，一般出气的总截面积大于内浇口的总截面积。出气摆放在最易出现浮渣的位置上或排气不畅通的部位，这样有利于将铸型内的渣和气体排出型腔，并可以引导改变铁水的流动方向；强化对铸件液态收缩的补给能力，在铸件上平面的最高点,设置4排φ90mm缩颈补缩冒口,高度≥400mm，这样有利于铸件在液态收缩时可以补充铸件因收缩所至的缺少部分。

优选的，无冷铁铸造工艺，冷铁的作用是加快铸件热节圆处的冷却，减小圆角处的热节圆,防止圆角处产生缩松、缩孔缺陷。根据产品的结构，结合合金化的铁液制备技术，对于该铸件实施没有冷铁的铸造工艺。

本申请还提供一种高速冲床底座铸件的铸造方法，具体包括：

(1)先称取以下质量百分比的原料：生铁35-45％，废钢30-35％，回炉料25-30％，还包括生铁、废钢、回炉料总质量0.7-1.0％的增碳剂；

(2)将全部的生铁、废钢、回炉料放入熔炼炉内，然后加入增碳剂；加热使得炉料熔化，待炉料熔清后加入FeSi75-C硅铁(FeSi75-C)、FeMn68C7.0锰铁(FeMn68C7.0是国标牌号高碳锰铁，其化学成份就是：锰65％-72％、碳7％、其余就是铁和杂质)，硅铁的加入量为生铁、废钢及回炉料总质量的0.50-0.80％，锰铁的加入量为生铁、废钢及回炉料总质量的0.40-0.60％，得到原铁液；将原铁液继续加热到1440-1460℃；获得的该原铁液的成分及质量百分比为C 3.55％～3.65％，Si 1.40％～1.55％，Mn0.40％～0.50％，Sn0.004％～0.005％，P≤0.04％，S≤0.025％，其余为铁；

(3)采用冲入法进行球化，球化包一侧的球化堤坝内先加球化剂并紧实，再加入步骤(2)原铁液质量的0.03-0.035％纯锡、0.005-0.006％纯锑，最后加粒径为3-8mm的孕育剂并紧实；球化、孕育后得到的铁液成分及质量百分比为：C 3.40％～3.50％，Si2.35％～2.65％，Mn 0.40％～0.50％，Sn0.030％～0.035％，Sb0.0035％～0.0045％，P≤0.04％，S0.008-0.012％，Mg 0.030％-0.045％,RE 0.006％-0.015％,CE＝4.20-4.40，其余为铁；

(4)步骤(3)获得的铁液扒渣、静置，当温度降至1280-1300℃时将铁液浇注至铸型型腔内以形成铸件；浇注同时用孕育粉进行随流孕育，加入量为铁液质量的0.1％-0.12％；孕育粉为硅钙孕育剂，其元素质量百分比为Si 70-75％，Ca0.8-1.2％，Al0.8-1.2％，Ce1.5-2.0％，余量为铁；待铸件冷却后，得到高速冲床的底座铸件；

优选的，步骤(1)所述的增碳剂为元素质量百分比为C≥98％，S≤0.05％，N≤0.01％，灰份(灰分)≤0.3％，挥发份(挥发分)≤0.3％，粒度为0.5-3mm的增碳剂，如丹晟实业(上海)有限公司生产的DC系列型增碳剂(DC-(1-4)型增碳剂)。

优选的，步骤(3)中所述的球化剂为稀土镁合金：Mg 5.2％-6.0％，RE(稀土)0.4％-0.6％，Si 44％-47％，Ca0.8％-1.2％，Al≤1.0％，余量为铁，控制球化反应时间在120s内完成，球化剂的加入量为原铁液质量的1.2％～1.3％；上述球化条件提高了镁和稀土的吸收率，增强了脱硫效果，相应地降低了球化剂的加入量，从而把铁液中的残余稀土量和残余镁量控制在较低范围，残余稀土量控制在0.006％～0.012％，残余镁量0.030％～0.040％。

优选的，步骤(3)中所述的孕育剂的加入量为原铁液质量的0.5-0.9％，孕育剂为硅钡孕育剂，其元素质量百分比为Si 71％-73％，Ca 0.7％-1.3％，Ba 1.6％-2.4％，Al≤1.2％，S≤0.02％，余量为铁。

大断面球墨铸铁由于冷却速度缓慢，铸造时的热容量大，凝固缓慢，极易造成球化衰退与孕育衰退，从而导致铸件的组织和基体发生变化，特别是在铸件的心部更加严重。主要表现为石墨球粗大，石墨球数量减少，石墨漂浮，石墨球产生畸变，形成各种非球状石墨，主要有片状、蠕虫状、碎块状等。同时由于凝固时溶质元素的再分配还会出现严重的元素偏析及晶间碳化物、反白口等一系列问题，其结果使得球墨铸铁的力学性能变差，特别是延伸率和塑性明显降低。

主要元素对石墨化的影响

碳是促进石墨化元素，需要根据铸件大小及壁厚合理选择。对薄壁小件球墨铸铁来说，提高碳当量是合适的，而在大断面条件下提高碳量或碳当量只能促使石墨的变态。

硅对石墨化起非常重要的促进作用，硅使共晶温度升高共晶含碳量降低，对球墨铸铁的组织和性能影响很大。由于碳富集于石墨中而硅主要分布于基体中，因此硅对石墨的生长不起直接作用，而是富集于石墨晶体生长前沿，造成成分过冷。硅含量过高时会降低碳在铁液中的溶解度，有利于碳的析出，促进富集区石墨的自由生长使石墨发生畸变。

锰是促进碳化物形成元素且易产生偏析，尤其是在厚大断面中，偏析非常严重，富集在晶界上，降低厚大断面的机械性能，须加控制。

磷易产生偏析，形成磷共晶，引起铸件的脆性，降低韧性，因而其含量应越低越好。

硫是反球化元素，不仅消耗球化剂，造成球化的不稳定，造成硫化夹杂物也增多，所以硫要尽可能控制低。硫低后可以减少球化剂的加入量，减少球化剂中带入的残余稀土造成的危害。在大断面球墨铸铁中，具有一定低硫量的球化良好的铁液，在凝固过程中不会出现球化衰退。而且这种特性不受凝固速度(断面尺寸)的影响。

镁和稀土都属球化元素。镁是主要的球化元素，过量出现白口，在保证球化质量的前提下加入量越少越好。稀土具有和镁一样的球化能力，同时还具有脱氧、去硫、除气，中和球化干扰元素铅、钦、啼、锑、秘等的作用，净化铁水，促进石墨化，残余量过高会引起白口化，恶化石墨形状。

球化处理及孕育处理的影响

球化处理是生产球墨铸铁的一项重要工序，是在铁液中加入适量的球化剂以促使石墨形态呈球状生长而非片状或其他形态。其中球化剂是球墨铸铁生产中一个重要的中间合金，对生产性能良好的球墨铸铁是非常重要的。在生产中一般所用的球化元素有Mg、Ce、La、Ca等，其中Mg是最重要的球化元素。镁是强球化元素，加入铁液中可获得理想圆整度的球状石墨，并可起到脱硫脱氧去气的作用。虽然镁是理想的球化元素但当镁量不足，则会导致炉前球化不良，炉后球化衰退；当镁过量，球状石墨恶化为椭圆、残缺圆形、蠕虫状等，同时出现大量渗碳体(即白口组织)，并导致石墨球数量减少，影响石墨化效果。由此可见要获得理想的球状石墨应严格控制球化剂中镁的含量。目前最常使用的球化剂为稀土镁合金，在实际使用中应严格控制球化剂的加入量，加入量过多容易出现白口或麻口组织，加入量过少则球化率不高或球化不完整。球化剂只有在烧损或脱硫之后，残留在铁液中的镁量才真正起球化作用。由于通过球化处理的铁液白口倾向大，因此还应加入一定量的硅铁合金作为孕育剂，以增加石墨核心。

合理的孕育处理是增加石墨球数的重要而有效的途径，在铸铁溶液中添加少量特殊的孕育剂起促进石墨化作用，防止渗碳体的形成，细化组织并提高材料的力学性能。多级大剂量孕育有利于提高普通球墨铸铁质量，对大断面球铁件不仅不能消除碎块状石墨，反而助长了碎块状石墨的产生。减少孕育量，减少孕育次数，孕育时间尽量短(即瞬时孕育)，孕育效果会更佳。

附图说明

图1高速冲床的底座铸件结构示意图。

图2现有技术的第一和第二砂芯组合结构示意图(分体式)。

图3第六砂芯结构示意图(一侧面)。

图4第六砂芯结构示意图(另一侧面)。

图5第七砂芯结构示意图(一侧面)。

图6第七砂芯结构示意图(另一侧面)。

图7本申请请第一和第二砂芯一体式成型的结构示意图(预埋了砂芯芯骨)。

图8本申请砂芯芯骨的结构示意图(第一个角度)。

图9本申请砂芯芯骨的结构示意图(第二个角度)。

图10本申请砂芯芯骨的结构示意图(第三个角度)。

图11本申请第六砂芯结构示意图。

图12本申请第七砂芯结构示意图。

图13本申请整体砂芯组合结构示意图(一侧面)。

图14本申请整体砂芯组合结构示意图(另一侧面)。

图15本申请第一、二、六、七砂芯组合结构示意图。

图16本申请第一、二、四、五砂芯组合结构示意图。

图17浇注系统和型腔结构组合的结构示意图(一侧面)。

图18浇注系统的结构示意图(第一角度)。

图19浇注系统的结构示意图(第二角度)。

图20浇注系统局部结构示意图。

图21实施例1的样品金相图。

图22实施例2的样品金相图。

具体实施方式

下面通过附图进一步详细描述本发明，但是本发明不仅仅局限于以下实施例。

如附图1、2和7所示：本实施例的一种高速冲床底座的砂芯结构，该结构包括用于填充高速冲床底座中油箱空腔2’的砂芯本体A，所述的砂芯本体由第一砂芯4’、第二砂芯5’组成，且第一砂芯和第二砂芯为一体成型设置；所述的第一砂芯和第二砂芯的连接部预埋有芯骨结构a。

采用上述结构，通过设计砂芯的芯骨预埋于第一砂芯和第二砂芯的连接部内，将第一砂芯和第二砂芯整合成一个完整的一体式的砂芯，采用的也是一体成型的结构。并且利用芯骨的刚性来提高砂芯的容易断裂部位的刚性和强度，实现砂芯的整体制作，而且这种整体式的砂芯还能够消除分体砂芯之间的间隙，达到无披缝的目的。

如附图8-10所示：所述的芯骨结构a包括第一芯骨支架1a、第二芯骨支架2a和第三芯骨支架3a，所述的第一芯骨支架位于第二芯骨支架的一端、并与第二芯骨支架垂直连接；所述的第三芯骨支架位于第二芯骨支架的中部、并与第二芯骨支架垂直连接；所述的第一芯骨支架预埋于第一砂芯内、第二芯骨支架预埋于第二砂芯内并沿其宽边方向延伸、第三芯骨支架预埋于第二砂芯内沿其靠近第一砂芯的长边方向延伸；采用上述结构，可以进一步的加强第一砂芯与第二砂芯的连接牢固度和刚度以及强度；特别是由于高速冲床底座此位置特殊的结构会导致第一砂芯和第二砂芯连接处细长、脆弱，铁液浇注或者砂芯重力或者铁液浮力作用下，很容易发生断裂；而上述芯骨结构的设置和特定位置的限定可以很好的克服上述缺陷。

如附图8-10所示：所述的第一芯骨支架1a包括两根平行设置的第一纵向支撑棒11a和与纵向支撑棒垂直连接的一根第一横向支撑棒11b；所述的第二芯骨支架2a包括两根平行设置的第二纵向支撑棒22a和与纵向支撑棒垂直连接的三根第二横向支撑棒22b；所述的第三芯骨支架3a包括两根平行设置的第三纵向支撑棒33a和与纵向支撑棒垂直连接的两根第三横向支撑棒33b；采用上述结构可以加强芯骨结构本身的稳固性和强度，同时对砂芯也起到很好的紧固作用。本实施方案中，所述的芯骨结构中的纵向支撑棒为Φ20～Φ25(mm)的钢筋，横向支撑棒为Φ14～Φ16(mm)的钢筋；通过利用芯骨的刚性来提高砂芯的容易断裂部位的刚性和强度，实现砂芯的整体制作，消除分体砂芯之间的间隙，达到无披缝之目的。

具体的，如附图7所示，芯骨结构a的第一芯骨支架1a在第一砂芯内延伸，且第一纵向支撑杆的延伸方向与第一砂芯长度延伸方向一致，这样可以有效的实现对砂芯的支撑和增强固化；第二芯骨支架2a则自第一砂芯延伸到第二砂芯内，并沿着第二砂芯宽边内延伸，同时第三芯骨支架3a则沿着第二砂芯的长边内延伸，且第一芯骨支架1a和第三芯骨支架3a均与第二芯骨支架2a垂直、且延伸方向相反，从而更好的配合第一和第二砂芯的结构，使得第一和第二砂芯一体式结构更加稳固。

如附图11-12、15所示：所述的第一砂芯4和第二砂芯5的两侧部设置有第六砂芯6和第七砂芯7；所述的第六砂芯为填充高速冲床底座中第二管线通道3.2’的砂芯，第七砂芯为填充高速冲床底座中第一管线通道3.1’的砂芯；所述的第六砂芯包括A部6.1、B部6.2和与A部、B部过渡连接的C部6.3，所述的B部设置有第一延伸部6.4，该第一延伸部与B部垂直设置；所述的第七砂芯7包括D部7.1、E部7.2和与D部、E部过渡连接的F部7.3，所述的D部、E部设置有第二延伸部7.4，该第二延伸部与B部垂直设置。

如附图13-14、16所示：所述的第一砂芯4和第二砂芯5的各自外端部(即两个砂芯的两端位置)分别设置有第四砂芯8和第五砂芯9，所述的第四砂芯8和第五砂芯9上均设置有与第一延伸部6.4和第二延伸部7.4相配合的凹槽10；采用上述结构，在装配砂芯的时候，先下第四砂芯和第五砂芯，第六砂芯和第七砂芯则通过凹槽的配合和导向作用可以落在第四砂芯和第五砂芯内，通过凹凸卡口的配合，确保了砂芯的准确定位；第六砂芯、第七砂芯和第四砂芯、第五砂芯之间通过填树脂砂加强固定，提高了砂芯容易断裂部位的刚性，解决了砂芯受铁水高温热作用以及铁水冲击、浮力作用容易断裂的问题。

如附图17-18所示，本申请还提供一种高速冲床底座的铸造系统，该系统包括由上述砂芯结构和型砂构成的铸件型腔b(由于在铸造工艺中，铸件型腔是构成最终铸件的中间过渡空腔，其空腔的结构与铸件的结构是相互匹配的，可以将铸件型腔的各个位置理解为铸件的各个位置)和与铸件型腔连通的浇注系统c；所述的浇注系统包括直浇道1c、横浇道2c和内浇口3c(内浇道)；所述的横浇道包括第一长边横浇道2.1c，第二长边横浇道2.2c，短边横浇道2.3c，所述的第一长边横浇道、短边横浇道和第二长边横浇道顺次连通构成u字型横浇道；第一长边横浇道和第二长边横浇道分别连接于短边横浇道的两端；所述的直浇道与短边横浇道垂直连接；所述的第一长边横浇道，第二长边横浇道上均连通有多个内浇道，每个内浇道的一端与长边横浇道连接、另一端延伸至浇注系统的底部位置。

采用上述的浇注系统，可以均匀的从多个浇注口向着铸件型腔的底部进料，保证进料更加平稳、均匀；而且设置多个内浇口，保证铁液进入型腔的速度和进料量均匀，从而也可以有效保证铁液的平稳充型，降低铸造缺陷。

具体的，如附图18所示，所述的内浇口3c由竖直部和垂直部构成，其中竖直部的延伸方向与直浇道的延伸方向平行，垂直部位于竖直部的一端并与铸件型腔连通，且竖直部的长度远大于垂直部的长度，垂直部为一短部，利用铁液快速均匀的进入到铸件型腔内；且本实施方式中，直浇道为一个，横浇道为U字型的一个，而内浇口为10个，在第一长边横浇道和第二长边横浇道上均分布五个，这五个，其中的一个位于所在长边横浇道的中部左右位置，而两外四个两个一组分布于靠近所在长边的两端部，这样设置就是为了铁液能够均匀的、平缓的进入到型腔，保证铸造效果。

如附图19所示，所述的直浇道的横截面为圆形，所述的横浇道的横截面为长方形，所述的内浇口的横截面为圆形；所述的直浇道与横浇道的横截面短边所在面垂直，所述的内浇口也与横浇道的横截面短边所在面垂直。

如附图20所示，所述的横浇道和内浇口之间还设置有下横浇道22c，所述的下横浇道的横截面与横浇道的横截面相同，且下横浇道的横截面的长边所在的面与横浇道相贴合。更进一步优选的，所述的下横浇道与横浇道之间还设置有过滤砖4c，所述的过滤砖的横截面大于横浇道的横截面。采用该结构可以有效的去除铁液中的杂质等，进一步降低铸件的铸造缺陷。

本申请上述的浇注系统满足了：1.铁液大流量快速平稳充满铸型；2.铸型内铁液按均衡凝固的原则；3.浇注系统有撇渣功能；4.有较高的压力头。浇注系统采取半封闭式，浇注系统设有过滤器，该系统有利于铁水快速冲型。

进一步的，所述的浇注系统中各组元的大小：F_直＝Φ80(mm)内径瓷管1支，F_横＝35/55高90(mm)，F_内＝Φ30(mm)内径瓷管共10道；F_直∶F_横∶F_内＝1∶1.58∶1.41。上述设置可以有效保证充型平稳，铸造缺陷少。上述的F表示的是各个对应部件的横截面面积，上文主要给出对应部件的尺寸，本领域根据上述尺寸可以直接计算出相应的横截面面积，具体的比值则根据四舍五入原则限定为上述数值。

如附图17所示：所述的浇注系统还包括多个出气d和冒口e，所述的出气设置于铸件型腔靠近直浇道所在面上；所述的冒口设置于铸件型腔靠近直浇道所在面上、且位于铸件型腔的靠近两端位置。采用该结构，出气数量是根据铸型的排气原理，一般出气的总截面积大于内浇口的总截面积。出气摆放在最易出现浮渣的位置上或排气不畅通的部位，这样有利于将铸型内的渣和气体排出型腔，并可以引导改变铁水的流动方向；强化对铸件液态收缩的补给能力，在铸件上平面的最高点,设置4排φ90mm缩颈补缩冒口,高度≥400mm，这样有利于铸件在液态收缩时可以补充铸件因收缩所至的缺少部分。出气口为横截面呈长方形的扁平结构，冒口上部为圆柱、下部为逐渐收窄的棱柱状，这种结构可以很好的补充铁液和快速导出铁液内部气体，使得金相组织更加完善，避免铸造缺陷。

本申请的铸造工艺和铸造系统属于无冷铁铸造工艺，冷铁的作用是加快铸件热节圆处的冷却，减小圆角处的热节圆,防止圆角处产生缩松、缩孔缺陷。根据产品的结构，结合合金化的铁液制备技术，对于该铸件实施没有冷铁的铸造工艺。

下面为利用本申请上述的型腔结构和浇注系统来制备高速冲床底座铸件的方法，对应的具体实施例如下：

根据尽可能将铸件的全部或大部分放在同一箱内，以减少因错型造成的尺寸偏差；要尽量减少分型的数量；尽量将质量要求高的部位放在下部等原则，针对铸件的结构特点，工艺设计按平做平浇的方案，便于内浇口的布置，将立柱安装面放在底部。同时，在浇注系统中设置多道内浇口，能有效减少夹渣物数量，减少夹渣缺陷的废品，确保油箱不漏油、渗油；提高铸件的机械性能，金属基体中夹杂物数量的减少，可以明显提高切削刀具的寿命。

内浇口：采用底注式浇注系统,它有利于渣、气的上浮,针对此铸件我们将浇注系统开设在长度方向的二侧面，内浇口用陶瓷管，从而达到底注的目的，这种设计有利于减弱高温铁液对铸型的冲刷,可防止出现冲砂缺陷，也利于挡渣。

横浇道：结合以往的成功经验,采用“U”形横浇道，并利用两侧面的横浇道实现控制铸件的收缩自由收缩，以达到铸件的尺寸精度。在横浇道与内浇口连接部位设计过滤器，过滤器采用浙江里塘耐火保温材料有限公司的100mm×100mm×20mm(厚)的过滤砖。

直浇口：直浇口用陶瓷管制作,大大减少了冲砂缺陷,因为碎砂进入型腔后很容易与铁液中的杂质发生反应,导致出现大量夹渣。

外浇口：外浇口采用定量包拔塞浇注,它的作用也是让渣、气上浮后利于得到质量合格的铸件，还有利于控制浇注温度,能够在工艺设计好的浇注温度下浇注。

出气：出气数量是根据铸型的排气原理，一般出气的总截面积大于内浇口的总截面积。出气摆放在最易出现浮渣的位置上或排气不畅通的部位，这样有利于将铸型内的渣和气体排出型腔，并可以引导改变铁水的流动方向。

冒口：强化对铸件液态收缩的补给能力，在铸件上平面的最高点,设置4排φ90mm缩颈补缩冒口,高度≥400mm，这样有利于铸件在液态收缩时可以补充铸件因收缩所至的缺少部分。

大断面球墨铸铁由于冷却速度缓慢，铸造时的热容量大，凝固缓慢，极易造成球化衰退与孕育衰退，从而导致铸件的组织和基体发生变化，特别是在铸件的心部更加严重。主要表现为石墨球粗大，石墨球数量减少，石墨漂浮，石墨球产生畸变，形成各种非球状石墨，主要有片状、蠕虫状、碎块状等。同时由于凝自时溶质元素的再分配还会出现严重的元素偏析及晶间碳化物、反白口等一系列问题，其结果使得球墨铸铁的力学性能变差，特别是延伸率和塑性明显降低。

实施例1

(1)称取以下质量百分比的原料：生铁38％，废钢35％，回炉料27％，增碳剂：生铁、废钢、回炉料总量的1.0％；

(2)将步骤(1)称取的全部的生铁、废钢、回炉料放入熔炼炉内，然后加入配方总量1.0％的增碳剂；加热使得炉料熔化，待炉料熔清后加入FeSi75-C硅铁、FeMn68C7.0锰铁，硅铁的加入量为生铁、废钢及回炉料总质量的0.70％，锰铁的加入量为生铁、废钢及回炉料总质量的0.45％，得到原铁液，将原铁液继续加热到1450℃；获得的该原铁液的成分及质量百分比为C 3.55％，Si 1.40％，Mn0.42％，Sn0.0043％,P0.030％，S 0.020％，其余为铁；

(3)采用冲入法进行球化，球化包一侧的球化堤坝内先加球化剂并紧实，再加入原铁液质量的0.03％纯锡、0.005％纯锑，最后加粒径为3-8mm的孕育剂并紧实。

球化剂为稀土镁合金：Mg 5.5％，RE 0.5％，Si 40％，Ca1.0％，Al0.8％,球化剂加入量为原铁液质量的1.25％,球化反应时间110s。

孕育剂的加入量为原铁液质量的0.86％，孕育剂为硅钡孕育剂，其元素质量百分比为Si 73％，Ca 1.0％，Ba 1.8％，Al0.9％，S0.009％，余量为铁。

得到铁液的成分及质量百分比为C 3.45％，Si 2.50％，Mn 0.42％，Sn0.030％，Sb0.0042％，P 0.030％，S 0.0098％，Mg 0.035％,RE 0.009％,CE＝4.29，其余为铁；

(4)将铁液扒渣、静置，当温度降至1300℃时将铁液浇注至铸型以形成铸件。浇注同时用孕育粉进行随流孕育，加入量为原铁液质量的0.12％。待铸件冷却后，得到本发明的球墨铸铁底座铸件。

孕育粉为硅钙孕育剂，其元素质量百分比为Si 73％，Ca 1.0％，Al0.9％，Ce1.8％，余量为铁。

铸件附铸试块(70mm×70mm×105mm)的物理性能如表1、表2所示。

表1附铸试块力学性能

项目	抗拉强度(MPa)	屈服强度(MPa)	延伸率(％)	硬度(HB)
					标准值	≥420	≥290	≥5.0	170～230
实测值	450	300	8.0	178

表2附铸试块金相组织

项目	球化率	石墨大小
			标准值	≥80％	4～7
实测值	90	7

金相组织具体见附图21：由附图可知本申请实施例制备的样品，金相组织均匀，球化级别好，产品组织致密，油箱部位无漏油、渗油现象。

实施例2

(1)称取以下质量百分比的原料：生铁30％，废钢30％，回炉料40％，增碳剂：生铁、废钢、回炉料总量的0.87％；

(2)将全部的生铁、废钢放入熔炼炉内，然后加入配方总量0.87％的增碳剂；加热使得炉料熔化，待炉料熔清后加入FeSi75-C硅铁、FeMn68C7.0锰铁，硅铁的加入量为生铁、废钢及回炉料总质量的0.50％，锰铁的加入量为生铁、废钢及回炉料总质量的0.43％，硅铁的加入量为生铁、废钢及回炉料总质量的0.67％，得到原铁液，将原铁液继续加热到1460℃；获得的该原铁液的成分及质量百分比为C 3.55％，Si 1.50％，Mn0.46％，Sn0.0041％,P0.033％，S 0.025％，其余为铁；

(3)采用冲入法进行球化，球化包一侧的球化堤坝内先加球化剂并紧实，再加入原铁液质量的0.035％纯锡、0.005％纯锑，最后加粒径为3-8mm的孕育剂并紧实。

球化剂为稀土镁合金：Mg 5.5％，RE 0.5％，Si 40％，Ca1.0％，Al0.8％。球化剂加入量1.3％,球化反应时间100s。

孕育剂的加入量为原铁液质量的0.69％，孕育剂为硅钡孕育剂，其元素质量百分比为Si 73％，Ca 1.0％，Ba 1.8％，Al0.9％，S0.009％，余量为铁。

得到铁液的成分及质量百分比为C 3.50％，Si 2.55％，Mn 0.46％，Sn0.035％，Sb0.0045％，P 0.033％，S 0.010％，Mg 0.037％,RE 0.009％,CE＝4.36，其余为铁；

(4)将铁液扒渣、静置，当温度降至1290℃时将铁液浇注至铸型以形成铸件。浇注同时用孕育粉进行随流孕育，加入量0.1％。待铸件冷却后，得到本发明的球墨铸铁底座铸件。

孕育粉为硅钙孕育剂，其元素质量百分比为Si 73％，Ca 1.0％，Al0.9％，Ce1.8％，余量为铁。

铸件附铸试块(70mm×70mm×105mm)的物理性能如表3、表4所示。

表3附铸试块力学性能

项目	抗拉强度(MPa)	屈服强度(MPa)	延伸率(％)	硬度(HB)
					标准值	≥420	≥290	≥5.0	170～230
实测值	455	300	9.0	175

表4附铸试块金相组织

项目	球化率	石墨大小
			标准值	≥80％	4～7
实测值	95	7

金相组织具体见附图22：由附图可知本申请实施例制备的样品，金相组织均匀，球化级别好，产品组织致密，油箱部位无漏油、渗油现象。