JP7028866B2 - 削岩用インサート - Google Patents

Description

本発明は、クロム含有ＷＣ－Ｃｏ基超硬合金製の本体を含み、超硬合金本体の表面とバルクとの間に著しい硬度勾配がある、削岩インサートに関する。

削岩は、岩の削孔の目的で使用されるインサートが、厳しい腐食条件と削孔の固有の性質による繰り返しの衝撃の両方にさらされる技術分野である。異なる削孔技術は、インサートに異なる衝撃荷重をもたらす。特に厳しい衝撃条件は、削岩インサートが、トップハンマー（ＴＨ）装置、ダウンザホール（ＤＴＨ）削孔装置又は回転掘削装置の削岩機のビット本体に取り付けられる用途などの用途に見出される。

削岩インサートが削岩中にさらされる条件により、削岩インサートは、あまりの高温に達することを防ぐために予め決定された伝導率を有することが必要である。

伝統的に、削岩インサートは、コバルト（Ｃｏ）を含む結合相中に炭化タングステン（ＷＣ）の硬質成分を含む超硬合金製の本体からなり得る。

本発明は、成形体を圧縮及び焼結する前に、超硬合金を形成するさらなる成分にクロムを添加することの効果を調査することから生じている。したがって、削岩インサートの超硬合金は、クロムをその結合相に含有する。

発明の目的
本発明の目的は、湿式削孔条件での摩耗を低減する改善された耐蝕性を有するという点で、ＷＣ－Ｃｏ基超硬合金製の従来技術のインサートと比較して、改善された削岩インサートを提示することである。それでも、超硬合金は、使用中に受けるであろう繰り返される衝撃荷重に耐えるために許容される硬度及び延性を有していなければならない。言い換えると、超硬合金は脆すぎてはならない。さらに、耐摩耗性と衝撃靭性の両方が向上し、初期の損傷及び曲げ荷重による故障を減少させる削岩インサートを提供することが目的である。

定義
用語「バルク」とは、本明細書において削岩インサートの最も内側の部分（中心）の超硬合金を意味する。

本発明の目的は、超硬合金が、４－１８質量％のＣｏ及び残部ＷＣと不可避的不純物を含み、削岩インサートは、前記超硬合金が、Ｃｒ／Ｃｏの質量比が０．０４－０．１９であり、かつ、削岩インサートの表面の任意の点の深さ０．３ｍｍの硬度と、削岩インサートのバルクの最小硬度との差が少なくとも４０ＨＶ３であるような量のＣｒも含むことを特徴とする、Ｃｏを含む結合相中に炭化タングステン（ＷＣ）の硬質成分を含む超硬合金製の削岩インサートを用いて達成される。

本発明の削岩インサートは、超硬合金の元素を含む粉末を粉砕し、圧縮して成形体とし、次にこれを焼結するプロセスによって製造される。正確な寸法のドリルインサートを得るための研削工程が通常行われる。本発明のドリルインサートは、通常、円柱状の基部と、半球状、円錐状又は非対称であってよい丸い上部を有する。一般に、円柱状の基部の湾曲した表面は、望ましい正確な直径を得るために研削され、一方、上部及び円形の基部の表面はその焼結されたままの状態に保たれる。次に、高レベルの圧縮応力をインサートに導入する後処理、例えば特殊な高エネルギー振動衝突プロセスなどをドリルインサートに施す。

圧縮応力の誘導及び結合剤の硬化の複合効果は、驚くことに、高エネルギー振動衝突プロセスの適用前処理の間も削孔用途自体の間も、クロム含有インサートに対して特に強いことが見出された。したがって、本発明のクロム含有超硬合金に基づく削岩インサートは、実際の削孔中に、クロムを含有しない超硬合金の削岩用インサートよりも強い表面硬化を提供する。

その結果、使用中のインサートの摩耗が減少し、インサートの破損に対する抵抗が増大する。また、Ｃｒの添加により、Ｃｏ結合相の耐蝕性が改善され、それにより湿式削孔条件での摩耗が減少する。

質量比Ｃｒ／Ｃｏ比が低すぎると、上記のＣｒのプラスの効果は小さすぎるであろう。一方で、質量比Ｃｒ／Ｃｏ比が高すぎると、コバルトが溶解した炭化クロムが形成され、それによって結合相の量が著しく減少するので超硬合金は脆くなりすぎる。

ＷＣの粒度は、例えば、超硬合金の熱伝導率及び非脆性に関して、超硬合金の所望の最終特性に適するように選択される。一実施態様によれば、ＷＣの平均粒度は、１μｍよりも大きいか、又は１．２５μｍよりも大きいか、又は１．５μｍよりも大きいか、又は１．７５μｍよりも大きいか、又は２．０よりも大きい。ＷＣ粒度が大きすぎる場合、材料は焼結することが困難になる。そのため、ＷＣの平均粒度は１８μｍ未満、又は１５μｍ未満、又は１０μｍ未満、又は５μｍ未満であることが好ましい。ＷＣ平均粒度は、本明細書中の実施例の項に記載される方法によって決定される。

一実施態様では、超硬合金は、４．５－１５質量％Ｃｏ、又は５－１２質量％Ｃｏを含む。

好ましい実施態様によれば、質量比Ｃｒ／Ｃｏは０．０７５－０．１５である。

さらに好ましい実施態様によれば、質量比Ｃｒ／Ｃｏは０．０８５－０．１５である。

さらにもう一つの好ましい実施態様によれば、質量比Ｃｒ／Ｃｏは０．０８５－０．１２である。

たとえＣｒがコバルトに溶解した状態で結合相中に非常に多く存在しているとしても、製造工程でＣｒ_３Ｃ_２として通常添加された、いくらかの量の未溶解炭化クロムが超硬合金中に残っていることがある。超硬合金中に３質量％まで、好ましくは２質量％まで、より好ましくは１質量％までの炭化クロムが（添加炭化物、又はＣｒ_３Ｃ_２として）許容され得る。このことは、一実施態様において、超硬合金が３質量％まで、好ましくは２質量％まで、より好ましくは１質量％までの炭化クロムを（添加炭化物、又はＣｒ_３Ｃ_２として）含むことを意味する。存在する場合、炭化クロムの（添加炭化物、又はＣｒ_３Ｃ_２としての）平均粒度は、好ましくは１μｍ未満である。

一実施態様では、添加したすべての炭化クロム、又はＣｒ_３Ｃ_２はコバルトに溶解するので、焼結した超硬合金は未溶解炭化クロムを（添加炭化物、又はＣｒ_３Ｃ_２として）基本的に含まない。好ましくは、そのような炭化クロムが存在することを避けるために、クロムの最大含有量が１０００℃のコバルト中のクロムの溶解限度を超えないと保証するに足りるほど、Ｃｒ／Ｃｏ比は低くあるべきである。

結合相中に炭化クロム又はグラファイトが生成されることを避けるために、添加炭素の量は十分に低レベルであるべきである。

焼結超硬合金は、グラファイトを含まず、η相も含まないことが好ましい。

さらに別の実施態様によれば、Ｍ_７Ｃ_３が超硬合金に存在する。この場合、Ｍは、Ｃｒ、Ｃｏ及びＷの組合せ、すなわち（Ｃｒ、Ｃｏ、Ｗ）_７Ｃ_３である。Ｃｏ溶解度は、Ｍ_７Ｃ_３炭化物中の金属含有量の３８原子％に達することがある。Ｃｒ：Ｃｏ：Ｗの正確なバランスは、超硬合金の炭素含有量全体によって決定される。超硬合金中の比Ｃｒ／Ｍ_７Ｃ_３（Ｃｒは体積％、Ｍ_７Ｃ_３は体積％）は、適切には０．０５以上、又は０．１以上、又は０．２以上、又は０．３以上、又は０．４以上である。超硬合金中の比Ｃｒ／Ｍ_７Ｃ_３（Ｃｒは体積％、Ｍ_７Ｃ_３は体積％）は、適切には０．５以下、又は０．４以下である。Ｍ_７Ｃ_３の含有量は、実際に測定される方法である体積％として定義される。Ｍ_７Ｃ_３が存在することによる、削岩において予測されるマイナスの効果は驚くことに見られない。削岩におけるそのようなマイナス効果は、追加の炭化物に起因する超硬合金の脆性、及びＭ_７Ｃ_３が形成される際の結合相（Ｃｏ）含有量の低下に起因する靭性の低下であったであろう。したがって、超硬合金の製造中の炭素含有量の許容範囲は、Ｍ_７Ｃ_３が許容され得るので、より広くなり得る。このことは、大きな製造上の利点である。

削岩インサートは使用中に強い衝撃を受けやすく、伝統的に、削岩で活動した使用済みインサートの表面とその近くでは変形硬化と圧縮応力の蓄積が起こっているので、使用済みの削岩インサートは、新しい未使用のものよりも優れている（強靭である）と考えられている。そのため、使用済みインサートのドリルビットの故障のリスクは、新しいものと比較して低くなる。本発明は、すでに最初から新しいインサートとして、削岩インサートの表面とその内部に大きな硬度差を示す削岩用インサートを提供し、削岩用インサートは使用済みインサートにより近い表面硬度を有する。そのため、本発明による削岩用インサートは、初期の損傷及び故障のリスクが低い。

また、削岩インサートの表面とその内部との間の大きな硬度差は、表面全体に存在するので、取扱い中の他の種類の故障のリスクも低減する。

一実施態様では、削岩インサートの表面の任意の点の深さ０．３ｍｍの硬度と、削岩インサートのバルクの最小硬度との差は、少なくとも５０ＨＶ３、又は少なくとも６０ＨＶ３、又は少なくとも７０ＨＶ３、又は少なくとも８０ＨＶ３、又は少なくとも９０ＨＶ３である。

表面下０．３ｍｍの硬度値を使用する理由は、実施例５に記載されるように、使用するビッカース圧痕法では、まさに表面で硬度を測定することが困難であるからである。

一実施態様では、削岩インサートの表面下０．３ｍｍの任意の点の深さ０．３ｍｍの硬度と削岩インサートの表面下１ｍｍの硬度との差は、少なくとも２０ＨＶ３、又は少なくとも２５ＨＶ３、又は少なくとも３０ＨＶ３、又は少なくとも３５ＨＶ３である。

一実施態様では、削岩インサートの少なくとも１つの部分は、削岩インサートの表面下０．３ｍｍの硬度と削岩インサートのバルクの硬度との差が少なくとも９０ＨＶ３、又は少なくとも１００ＨＶ３、又は少なくとも１２０ＨＶ３である。

一実施態様では、削岩インサートの少なくとも１つの部分は、削岩インサートの表面下０．３ｍｍの硬度と削岩インサートの表面下１ｍｍの硬度との差が少なくとも３０ＨＶ３、又は少なくとも３５ＨＶ３、又は少なくとも４０ＨＶ３である。

一実施態様では、削岩インサートの表面下０．３ｍｍの平均硬度と削岩インサートの表面下１ｍｍの平均硬度との差は、少なくとも３０ＨＶ３、又は少なくとも３５ＨＶ３、又は少なくとも４０ＨＶ３、又は少なくとも４５ＨＶ３である。特定の深さの平均硬度は、インサートの周囲に均一に分布した特定の深さの少なくとも５０の測定硬度値の平均として定義される。

一実施態様では、削岩インサートの表面下０．３ｍｍの平均硬度と削岩インサートのバルクの平均硬度との差は、少なくとも５０ＨＶ３、又は少なくとも６０ＨＶ３、又は少なくとも７０ＨＶ３、又は少なくとも８０ＨＶ３である。深さ０．３ｍｍの平均硬度は、インサートの周囲に均一に分布した特定の深さの少なくとも５０の測定硬度値の平均として定義される。

超硬合金の結合相含有量は、削岩インサート全体にわたって実質的に等しい、すなわち削岩インサートの表面からその内部へ移動した場合に、Ｃｏ含有量の実質的な勾配は存在しない。しかし、Ｃｏ含有量のわずかな違いが、表面と０．２ｍｍの深さまでの間の最上部の区域に現れることがある。

本発明の削岩インサートのバルクでのＣｒ／Ｃｏ質量比は、０．０４－０．１９の範囲内である。

インサートに高レベルの圧縮応力を導入する後処理、例えば高エネルギー振動衝突プロセスを受けた本発明の削岩インサートは、未処理のものと比較して磁気保磁力（Ｈｃ）の増加を示し、さらに従来の振動処理を適用した場合よりも著しく大きい保磁力増加（ΔＨｃ）も示す。例えば、５％よりも大きい、さらには＞６％よりも大きいΔＨｃ値は、６重量％Ｃｏと０．６％重量％Ｃｒを含有する超硬合金について達成され得、１０％よりも大きいものは、１１重量％Ｃｏと１．１重量％Ｃｒを含有する超硬合金について達成され得る（実施例４及び５を参照）。本発明のドリルインサートに使用されるＣｒ含有超硬合金に関して、図１６でさらに示されるように、ΔＨｃの増加は、衝撃靭性の増加とよく一致する。

一実施態様では、本発明の削岩インサートの磁気保磁力Ｈｃ_２と削岩インサートの熱処理された内部の磁気保磁力Ｈｃ_１との間の％の差ΔＨｃ_２１、すなわち（（Ｈｃ_２－Ｈｃ_１）／Ｈｃ_１）^＊１００を、コバルト含有量で割ったもの、すなわちΔＨｃ_２１／Ｃｏは、＞０．６であるか、又はΔＨｃ_２１／Ｃｏは＞０．７５であるか、又はΔＨｃ_２１／Ｃｏは＞０．９であり、保磁力ＨｃはｋＡ／ｍで表され、ΔＨｃ_２１は％で表され、コバルト含有量Ｃｏは重量％で表される。

磁気保磁力Ｈｃ_１は、以下の手順に従って求められる。

削岩インサートの最も外側の表面領域を、インサートのほぼ元の形状を保ちながら、センタレス研削などの適した方法を用いて除去する（元の表面の下約１ｍｍの深さまで）。次に、表面領域を除去したインサートを不活性雰囲気下約１１００℃で約２時間アニールする。アニーリング工程の後、磁気保磁力を再び測定し、その結果として値Ｈｃ_１が得られる。これは材料の「焼結されたままの」状態の再構成された磁気保磁力値としてみなすことができる。

本発明の削岩インサートは、脆性に関連する問題のために故障する傾向があってはならない。そのため、削岩インサートの超硬合金は、適切には１７００ＨＶ３以下、又は１６５０ＨＶ３以下、又は１６００ＨＶ３以下のバルク硬度を有する。

超硬合金の硬度は、ＷＣ粒度と結合相含有量に依存する。削岩インサートの超硬合金は、適切には、少なくとも８００ＨＶ３、又は少なくとも９００ＨＶ３、又は少なくとも１０００ＨＶ３のバルク硬度を有する。

一実施態様によれば、本発明による削岩インサートは、トップハンマー（ＴＨ）装置又はダウンザホール（ＤＴＨ）削孔装置又は回転掘削装置又はカッティングディスク装置の削岩機のビット本体に取り付けられる。回転掘削装置は、油及びガスロータリーカッター装置であってよい。本発明はまた、削岩装置、特にトップハンマー装置、又はダウンザホール削孔装置、又は回転掘削装置、又はカッティングディスク装置並びにそのような装置における本発明による削岩インサートの使用にも関する。

実施例は、添付の図面を参照して示される。

試験で使用される削岩インサートの幾何学的形状の模式図を示す図である。 超硬合金が６重量％コバルトを含むがクロムを含まない（基準Ａ）、未処理の削岩インサートのＨＶ３マップを示す図である。 超硬合金が６重量％コバルトを含むがクロムを含まない（基準Ａ）、振動タンブル処理した削岩インサートのＨＶ３マップを示す図である。 超硬合金が６重量％コバルトを含むがクロムを含まない（基準Ａ）、高エネルギー振動衝突処理した削岩インサートのＨＶ３マップを示す図である。 超硬合金が６重量％コバルトを含むがクロムを含まない（基準Ａ）、高エネルギー振動衝突処理した削岩インサートの一部分の拡大ＨＶ３マップを示す図である。 超硬合金が６重量％コバルトとクロムを含有する（ＣｒグレードＡ）、未処理の削岩インサートのＨＶ３マップを示す図である。 超硬合金が６重量％コバルト及び０．６重量％クロムを含有する（ＣｒグレードＡ）、振動タンブル処理した削岩インサートのＨＶ３マップを示す図である。 超硬合金が６重量％コバルト及び０．６重量％クロムを含有する（ＣｒグレードＡ）、高エネルギー振動衝突処理した削岩インサートのＨＶ３マップを示す図である。 超硬合金が６重量％コバルト及び０．６重量％クロムを含有する（ＣｒグレードＡ）、高エネルギー振動衝突処理した削岩インサートの一部分の拡大ＨＶ３マップを示す図である。 基準ＡとＣｒグレードＡの、高エネルギー振動衝突処理した削岩インサートのＨＶ３プロファイル曲線を示す図である。 超硬合金が１１重量％コバルト及び１．１重量％クロムを含有する（ＣｒグレードＣ）、未処理の削岩インサートのＨＶ３マップを示す図である。 超硬合金が１１重量％コバルト及び１．１重量％クロムを含有する（ＣｒグレードＣ）、高エネルギー振動衝突処理した削岩インサートのＨＶ３マップを示す図である。 超硬合金が１１重量％コバルト及び１．１重量％クロムを含有する（ＣｒグレードＣ）、高エネルギー振動衝突処理した削岩インサートの一部分の拡大ＨＶ３マップを示す図である。 ＣｒグレードＣの高エネルギー振動衝突処理した削岩用インサートのＨＶ３プロファイル曲線を示す図である。 振子型ハンマー試験装置（実施例６参照）の略図を示す図である。 振子型ハンマー試験において、コバルト含有量に対する磁気保磁力の比の変化を、破壊時の吸収エネルギーに対してプロットした図表を示す図である。

実施例１、基準、Ｃｒを含まない超硬合金
６．０重量％Ｃｏ及び残部ＷＣを含む材料を、確立された超硬合金プロセスに従って作製した。ＷＣ、Ｃｏ及びＷの粉末を、超硬合金粉砕体と共に合計１３時間、６００ｌのボールミル内で粉砕した。粉砕は、有機結合剤として２重量％ポリエチレングリコール（ＰＥＧ８０００）を添加した９２％エタノールを用いて湿式条件下で実施した。粉砕後、スラリーをＮ_２雰囲気中で噴霧乾燥した。未加工体を一軸加圧により製造し、５５ｂａｒのアルゴン圧で１４１０℃で１時間、Ｓｉｎｔｅｒ－ＨＩＰを用いて焼結した。

この材料は基準Ａと表される。

焼結材料に関する詳細は表１に示される。

実施例２、Ｃｒを含む超硬合金
６．０重量％Ｃｏ、０．６重量％Ｃｒ及び残部ＷＣを含む材料を、確立された超硬合金プロセスに従って作製した。３２．８ｋｇのＷＣ、２．２ｋｇのＣｏ、２５０ｇのＣｒ_３Ｃ_２及び７１９ｇのＷの粉末をボールミル内で合計１３．５時間粉砕した。ＦＳＳＳとして測定されたＷＣ粉末粒度は、粉砕前には６．４０μｍであった。粉砕中、５５．８ｇのＣを添加して所望の炭素含有量にした。粉砕は、湿式条件下、エタノールを使用し、有機結合剤（加圧剤）として２重量％ポリエチレングリコール（ＰＥＧ８０００）及び１２０ｋｇＷＣ－Ｃｏシルペブスを添加して３０リットルのミル中で実施した。粉砕後、スラリーをＮ_２雰囲気中で噴霧乾燥した。未加工体を一軸加圧により製造し、５５ｂａｒのＡｒ圧で１４１０℃で１時間、Ｓｉｎｔｅｒ－ＨＩＰを用いて焼結した。

この材料はＣｒグレードＡと表される。

焼結後の組成を表１に示す。

後方散乱電子検出器によるＳＥＭを使用し、少量のナノサイズのＭ_７Ｃ_３沈殿が、一般にＷＣ結晶粒界と結合相との間の三重点で１００－７００ｎｍのサイズで見出された。

実施例３、Ｃｒを含む超硬合金
１１．０重量％Ｃｏ、１．１重量％Ｃｒ及び残部ＷＣを含む材料を、確立された超硬合金プロセスに従って作製した。３７．７ｋｇのＷＣ、３．１５ｋｇのＣｏ、３５８ｇのＣｒ_３Ｃ_２及び８６３ｇのＷの粉末をボールミル内で合計９時間粉砕した。ＦＳＳＳとして測定されたＷＣ粒度は、粉砕前には１５．０μｍであった。粉砕中、１９．６ｇのＣを添加して所望の炭素含有量にした。粉砕は、湿式条件下、エタノールを使用し、有機結合剤として２重量％ポリエチレングリコール（ＰＥＧ４０００）及び１２０ｋｇＷＣ－Ｃｏシルペブスを添加して３０リットルのミル中で実施した。粉砕後、スラリーをＮ_２雰囲気中で噴霧乾燥した。未加工体を一軸加圧により製造し、５５ｂａｒのＡｒ圧で１４１０℃で１時間、Ｓｉｎｔｅｒ－ＨＩＰを用いて焼結した。

この材料はＣｒグレードＣと表される。

焼結材料に関する詳細を表１に示す。

実施例１－３の焼結試料のＷＣ粒度
焼結材料である基準Ａ、ＣｒグレードＡ、及びＣｒグレードＣ（実施例１－３）の平均ＷＣ粒度は、材料の代表的な断面を示すＳＥＭ顕微鏡写真から決定した。試料調製の最終工程は、柔らかい布の上で１μｍのダイヤモンドペーストで研磨し、それに続いてムラカミ溶液でエッチングすることによって実施した。ＳＥＭ顕微鏡写真は、後方散乱電子検出器（ＢＳＥ）を用いて、１５ｋＶの加速電圧及び１０ｍｍの作動距離で得た。使用した倍率は、基準Ａ及びＣｒグレードＡの材料について３０００倍、そしてＣｒグレードＣについて２０００倍であった。

平均ＷＣ粒度は、下に記載されるＪｅｆｆｒｉｅｓ法を用いて、各々の材料について少なくとも２つの異なる顕微鏡写真から評価した。その後、個々の顕微鏡写真から（各々の材料についてそれぞれ）得た平均粒度値から平均値を計算した。修正Ｊｅｆｆｒｉｅｓ法を用いる平均粒度評価のための手順は以下の通りであった。

最小３００個のＷＣ粒子を含むように、適したサイズの長方形の枠をＳＥＭ顕微鏡写真内で選択した。枠内の粒子及び枠と交差する粒子を手で計数し、平均粒度を式（１－３）から得る。

上式で、
ｄ＝平均ＷＣ粒度（ｍｍ）
Ｌ_１、Ｌ_２＝枠の辺の長さ（ｍｍ）
Ｍ＝倍率
Ｌ_{ｓｃａｌｅ ｍｍ}＝顕微鏡写真上のスケールバーの測定長さ（ｍｍ）
Ｌ_{ｓｃａｌｅ ｍｉｃｒｏ}＝倍率に対するスケールバーの実際の長さ（μｍ）
ｎ_１＝枠内に完全に含まれる粒子数
ｎ_２＝枠の境界と交差する粒子数
重量％Ｃｏ＝既知コバルト含有量（重量％）
である。

式（２）を用いて、材料中の既知のＣｏ含有量に基づくＷＣの分率を推定する。次に、式（３）により枠内の全ＷＣ面積とその中に含まれる粒子の数の比から平均ＷＣ粒度を得る。式（３）はまた、ランダムな２次元断面において、すべての粒子がそれらの最大直径を通って分割されるわけではないという事実を補償する補正係数も含む。

表２は、上記の手順で実施例１－３による材料について得られた平均ＷＣ粒度値を示す。

実施例４、ドリルインサートの処理
ドリルビットインサートを、実施例１及び２の説明にそれぞれ従って加圧し、焼結した。インサートのサイズは、外径（ＯＤ）が１０．０ｍｍ、高さが１６．６ｍｍ、重量がそれぞれ約１６．６ｇであり、球形のドーム（「刃先」）を有した。インサートは、陰の部分を研削したが、ドーム及び底の部分を焼結されたままの状態にしておいた。次に、バッチを分割し、標準的な振動タンブリング（図表中で「ＶＴ」として表示）を用いてインサートの一部を処理して、研削後に生じた鋭い縁を除去した。振動タンブリング法はまた、表面領域に少量の圧縮応力も誘起する。この振動タンブリングは、大過剰（３０ｋｇ）の約１６００ＨＶ３０の硬度をもつＳａｎｄｖｉｋグレード１０ＨＦの硬質金属タンブリング媒体及び１リットルの水と共に振動ミル内で１．５又は３時間実施した。

一部のインサートは、高エネルギー振動衝突法として最もよく説明され得る方法（以降、Ｅ法と呼ぶ）を用いて処理した。使用される装置は、４０ｋｇの最大荷重及び６５Ｈｚの最大振盪周波数を有するＣｏｒｏｂ（商標）Ｓｉｍｐｌｅ Ｓｈａｋｅ ９０という市販のペイントシェーカーである。Ｅ法は、インサートか又はインサートとタンブリング媒体の組合せを充填した閉じた容器の急速振動運動に基づいており、該容器は一般に、４５Ｈｚの振盪周波数で８．８ｇまでの加速度ピークに繰り返しさらされる（ｇ＝９．８１ｍ／ｓ^２）。振動運動は、主にｚ軸、すなわち垂直軸に沿って数ｃｍの振幅で起こり、それよりも弱い強度の同時運動が水平面でｙ軸に沿って起こる。インサートは、動いている容器の壁との衝撃並びにそれに続くその他のインサート及びタンブリング媒体との衝撃によって始動する。高頻度の速度ベクトルの反転（すなわち運動方向の頻繁な急変）は、単位時間当たりに多数の高エネルギーインサート衝突をもたらす。Ｅ法のこの特有の性質により、非常に短い処理時間後にすでに処理済みのインサートにおいて望ましい効果を得ることが可能になる。

Ｅ法インサート処理に使用したプログラムは、４５Ｈｚの振盪周波数に相当した。５－２０個の削岩用インサートを、３．０ｋｇの媒体（球状の上部及び下部並びにその間に陰の部分を有する硬質金属ペレット；合計高さ＝６．９５ｍｍ、陰部分の高さが３．２２ｍｍ、陰の部分の直径＝６．６７ｍｍ、ＳａｎｄｖｉｋグレードＨ１０Ｆで、各ペレットの重量は約３ｇ）及び冷却用の１－２ｄｌの冷水と共に、二重蓋を備え、寸法が高さ１３３ｍｍ及び直径１２２ｍｍの、硬質熱安定性プラスチック容器の中に入れた。容器の充填高さは約１／３であり、１／２を超えてはならなかった。１－４個の容器を自動的に固定した後、振盪を開始した。使用した周波数は４５Ｈｚであり、振盪時間はそれぞれ９、１７、２９及び６０分であった。容器が過度に加熱され融解することを防ぐために、容器の冷却を処理中に最長浸透時間（２９及び６０分）で実施しなければならなかった。

磁気保磁力（Ｈｃ）測定（基準Ａ及びＣｒグレードＡ）
衝撃処理後の効果は、様々な方法を用いて特徴づけることができる。適用される第１の方法は、ＤＩＮ ＩＥＣ ５０－２２１に従って市販の装置Ｆｏｅｒｓｔｅｒ Ｋｏｅｒｚｉｍａｔ ＣＳ １．０９６を用いる衝撃処理の前後の磁気保磁力（Ｈｃ）の変化（増加）（ｋＡ／ｍ）の非破壊測定である。

インサートの一部を、前の記述に従うＥ処理の前に１．５時間振動タンブリング（ＶＴ）に付し、一部をＯＤ研削工程の直後にＥ処理した。基準インサート（基準Ａ）もＣｒ－インサート（ＣｒグレードＡ）も、全く同じ方法でＶＴ及びＥ処理した。保磁力測定で使用した設定及びパラメータを表３に記載する。磁気保磁力（Ｈｃ）測定の結果は、表４及び５に含まれる。

表４及び５において、百分率で表されるΔＨｃは以下の通り計算される。
ΔＨｃ＝（（平均Ｈｃ（処理済）－平均Ｈｃ（ＯＤ研削済））／平均Ｈｃ（ＯＤ研削済））^＊１００。

標準的なタンブリングプロセスに関して、６％ＣｏグレードのＨｃの増加は、一般に０．５－１．５％の間のΔＨｃであり、さらに処理時間を延長しても、Ｈｃの増加が振動タンブリングの１．５時間後も３時間後も同じである表３及び４に見られるように、さらなる増加は達成できない。さらに高い誘導応力を達成するためには、より多くのエネルギーが必要とされる。高エネルギータンブリングプロセスは約４％のＨｃ増加をもたらすが、インサートを傷つけずにエネルギーをさらに増大させることは困難である。しかし、Ｅ法によって、インサートを傷つけることなく、比較的短い処理時間で、５％より大きい、さらには６％よりも大きいΔＨｃ－値が６％Ｃｏグレードについて達成された。

硬度測定（基準Ａ及びＣｒグレードＡ）
あるいは、高エネルギー表面処理によって誘導された硬化は、ビッカース硬度マッピングを行うことによって特徴づけることができる。インサートは、縦軸に沿って切片化され、標準的な手順を用いて研磨される。次に、３ｋｇ荷重でのビッカース圧痕が、研磨した切片に整然と分布する。用いた方法のより詳細な説明については下記を参照されたい。

Ｅｕｒｏ Ｐｒｏｄｕｃｔｓ Ｃａｌｉｂｒａｔｉｏｎ Ｌａｂｏｒａｔｏｒｙ（英国）が発行するＨＶ３テストブロックに対して較正したプログラム可能な硬度計、ＫＢ Ｐｒｕｆｔｅｃｈｎｉｋ ＧｍｂＨによるＫＢ３０Ｓを用いて硬度測定を実施した。硬度はＩＳＯ ＥＮ６５０７に従って測定される。ＨＶ３は３ｋｇ荷重を意味し、ＨＶ５は５ｋｇ荷重を意味する（以下省略）。

ＨＶ３測定は、以下の方法で行われた。
・試料の端部をスキャンする。
・端部までの所定の距離で圧痕を作製するように硬度計をプログラミングする。
・圧痕間の距離を０．３ｍｍ以上にプログラミングする。
・プログラムされたすべての座標で３ｋｇ荷重を用いて押し込む。
・コンピューターは圧痕を有する各座標にステージを移動し、自動調整ライト、オートフォーカスを実行した後、各圧痕のサイズを自動測定する。
・ユーザーは、圧痕のすべての写真を中心点について調べ、結果を妨げるその他の事項を調べる。

実際の距離は、図中のＨＶ３圧痕の実際の位置を示す「◇」記号間の距離を測定し、次にＸ軸及びＹ軸に示されるｍｍスケールと相関させることによって、図中に見出すことができた。

図２－９は、基準Ａ及びＣｒグレードＡについて作製された圧痕の結果の硬度マップ（ＨＶ３マップ）を示す。

表６－７は、調査した各試料の約３９０個の測定された硬度値のうちの１０個の測定された最小硬度値及び１０個の測定された最大硬度値を示す。一部の試料は約６００個の圧痕で測定された。

これは、非常に硬い表面領域がいくつか存在することを示す。

Ｅ法で２９分間処理した後の基準Ａ及びＣｒグレードＡの輪郭当たりの平均硬度も計算し、次に各輪郭の位置の下の深さの関数としてプロットした。表８及び図１０を参照されたい。

本明細書で使用される高エネルギー振動衝突プロセスは、高い圧縮応力及び表面領域における結合剤の硬化を生じさせるために、１０分未満から６０分までの非常に短い時間を必要とすることが分かる。そのような処理は高い衝撃力による初期の故障に対する抵抗を著しく増大させるが、それは表面上に配置されて均一に分布されるので、それは取扱い中の他の種類の故障も防ぐであろう。この方法は、バルク硬度（＝初期焼結硬度）と比較して表面全体及びインサートの数ｍｍ内側で硬度（ＨＶ３）の有意な増加ももたらし、衝撃時の硬度と破壊抵抗の増加は、標準の基準ＷＣ－ＣｏグレードよりもＣｒグレードの方が高い。

また、表面領域の硬度の増加は１７分処理後にすでに顕著であるが、Ｃｒ含有グレードの表面硬化の増加はさらに処理を続けると著しく大きくなることも分かる。

実施例５、ドリルインサートの処理（ＣｒグレードＣ）
ドリルビットインサートを、実施例３の説明に従って加圧し、焼結した。インサートのサイズは、外径（ＯＤ）が１０．０ｍｍ、高さが１６．６ｍｍ、重量がそれぞれ約１６．６ｇであり、球形のドーム（「刃先」）を有した。インサートは、陰の部分を研磨したが、ドーム（「刃先」）及び底の部分を焼結されたままの状態にしておいた。次に、バッチを分割し、標準的な振動タンブリング（図表中で「ＶＴ」として表示）を用いてインサートの一部を処理して、研削後に生じた鋭い縁を除去した。振動タンブリング法はまた、表面領域に少量の圧縮応力も誘起する。この振動タンブリングは、大過剰（３０ｋｇ）の約１６００ＨＶ３０の硬度をもつＳａｎｄｖｉｋグレード１０ＨＦの硬質金属タンブリング媒体及び１リットルの水と共に振動ミル内で１．５又は３時間実施した。

ＣｒグレードＣについて、磁気保磁力（Ｈｃ）を２５個のインサートで測定した後、それらのうちの２０個を実施例５の記載に従ってＥ処理法に付した。Ｅ処理時間は２９分であった。

ＣｒグレードＣのＨｃ結果
磁気保磁力を各インサートについて測定し、平均Ｈｃ並びに未処理インサートに対するＨｃの増加（％）を計算した。結果を表９に示す。

結果は、ＣｒグレードＣ（１１重量％Ｃｏ及び１．１重量％Ｃｒ）に関して、磁気保磁力（Ｈｃ）の増加は、２９分間のＥ処理後にすでに約１１％と非常に高いことを示す。

ＣｒグレードＣについての硬度測定
硬度は、ＣｒグレードのＣ未処理試料と処理試料の両方についても、実施例４に記載されるようにビッカース押込みを実施することによって測定した。

Ｈｃ測定に加えて、実施例４に記載されるものと同じ手順を用いて、２９分間のＥ処理後に、切片化したインサート部分について硬度マッピングを実施した。得られた硬度マップを図１１－１３に示す。図は、バルク硬度と比較して、表面硬度がＨＶ３で７０増加したことを示す。結果は、Ｈｃの特に高い測定された増加と一致している。

表１０は、調査した各試料の約３９０個の測定された硬度値のうちの１０個の測定された最小硬度値及び１０個の測定された最大硬度値を示す。これは、非常に硬い表面領域がいくつか存在することを示す。

表１１は、それぞれ、バルク（表面下４．８ｍｍ）及び表面下０．３ｍｍの計算された平均硬度を示す。

次に、輪郭あたりの平均硬度を、各輪郭が位置する深さの関数としてプロットした（図１４参照）。

実施例６、６重量％コバルト、基準Ａ及びＣｒグレードＡを含む材料の衝撃靭性
基準Ａ及びＣｒグレードＡの衝撃靭性を、焼結されたままの状態、振動タンブリング後、及びＥ処理後で、振子型ハンマー衝撃試験を用いて試験した。振子型ハンマー試験装置の略図を図１５に示す。使用する試験手順は以下の通りである。

半径５．０ｍｍ、直径１０．０ｍｍのドーム形状の先端をもつ採掘用インサートを、ドーム部分だけを突出させてホルダー（Ａ）にしっかりと取り付ける。振子（Ｂ）には、図１５に振子型ハンマーヘッド上の薄い灰色の領域として示される、硬い対向面が取り付けられている。使用した対向面は、約１９００のビッカース硬度（ＨＶ３０）を有する硬質できめの細かい硬質金属グレードの研磨されたＳＮＧＮプレート（ｈ＝５．００ｍｍ、ｌ＝１９．４０ｍｍ、ｗ＝１９．４０ｍｍ）であった。

振子が開放されると、対向面が試料先端に当たる。試料が故障した場合、試料ＡＥによって吸収される衝撃エネルギー（ジュール）は、所与初期振子角に対して、式５を用いて計算される。
ＡＥ＝（ｍ_ｔｏｔ×ｇ×Ｌ×（１－ｃｏｓ（α）） （５）

ここで、ｍは振子型ハンマーの総質量４．２２ｋｇあり、ｇは重力定数９．８１ｍ／ｓ^２であり、Ｌは振子型ハンマーの長さ０．２３１ｍであり、αは角度（ラジアン）である。

試料を破壊するために必要なエネルギーを求めるため、試料は最初に適した低い角度から開放された振子によって衝撃を受ける。次に、角度を５度ステップで試料が故障するまで段階的に増大させる。試料は各衝撃エネルギーレベル（角度）で一度衝撃を与えられる。目に見える亀裂又は剥離は、試料の故障とみなされる。低衝撃エネルギーレベルから始まる最初の試験は、評価において有効とはみなされない。評価に使用される、以下の試験では、最初に故障が観察された角度から角度を５度下げ、その後、再び故障に達するまで、さらに細かい３度のステップで再び角度を大きくする。目標とする結果は、各インサートが２番目の角度（衝撃）で故障することであるが、一部のインサートは３番目の衝撃でのみ故障した。これらも有効な結果としてカウントされた。最初の衝撃で故障したインサートは評価に含まれなかった。これらの試験では、５－１０回の衝撃ごとに対向面を交換した。基準Ａ及びＣｒグレードＡについて異なる表面処理の関数として得られた結果を、表１２及び１３に示す。

表１２及び１３において、百分率で表されるΔＡＥは、以下の通り計算される。
ΔＡＥ＝（（平均ＡＥ（処理済）－平均ＡＥ（ＯＤ研削済））／平均ＡＥ（ＯＤ研削済））^＊１００

ここで、ＡＥは破壊時の吸収エネルギーである。

ＣｒグレードＡはミクロ組織中にＭ_７Ｃ_３沈殿を含んでいたにもかかわらず、衝撃靭性は標準的なＷＣ－Ｃｏグレード（基準グレードＡ）と同じ範囲内であった。破壊時の吸収エネルギーの増加に関する振動タンブリング及びＥ処理の応答を表１３に示する。Ｅ処理は、標準的な振動タンブル処理したインサートだけでなく、焼結されたままの、及びＯＤを研削したインサートと比較して有意な改善を与えた。Ｅ処理に対する応答は、６０分後にＷＣ－Ｃｏグレード（基準Ａ）で最大に達したと思われたが、ＡＥはなおＣｒグレードＡで増加していた。これは、Ｅ処理の６０分後に、基準ＡでＡＥの増加が３３９％であるのに対し、３６３％のＡＥの増加を示した。

実施例７、１１重量％コバルト－ＣｒグレードＢ及び基準Ｂを含む材料の靭性
両方が１１重量％コバルトを含有する材料ＣｒグレードＢ及び基準Ｂの靭性を、実施例６で使用した振子型ハンマー試験の代わりとなるインサート圧縮試験を用いて特徴づけた。

材料は以下の通り製造された。

１１．０重量％のＣｏ、１．１重量％のＣｒ及び残部ＷＣを含有する、ＣｒグレードＢとして表される材料は、確立された超硬合金プロセスに従って製造された。３７．９ｋｇのＷＣ、５．０ｋｇのＣｏ、０．５６ｋｇのＣｒ_３Ｃ_２及び６６３ｇのＷの粉末をボールミル内で合計１３．２５時間粉砕した。ＦＳＳＳとして測定された粉砕前のＷＣ粉末粒度は、１７μｍであった。粉砕中、１５．４ｇのＣを添加して所望の炭素含有量にした。粉砕は、湿式条件下、エタノールを使用し、有機結合剤（加圧剤）として２重量％のポリエチレングリコール（ＰＥＧ８０００）及び１２０ｋｇのＷＣ－Ｃｏシルペブス粉砕媒体を添加して３０リットルのミル中で実施した。粉砕後、スラリーをＮ_２雰囲気中で噴霧乾燥した。未加工体を一軸加圧により製造し、５５ｂａｒのＡｒ圧で１４１０℃で１時間、Ｓｉｎｔｅｒ－ＨＩＰを用いて焼結した。

１１．０重量％のＣｏ及び残部ＷＣを含有する、基準Ｂとして表されるクロムを含まない基準材料は、確立された超硬合金プロセスに従って製造された。ＷＣ、Ｃｏ及びＷの粉末を、超硬合金粉砕体と共に合計１１時間、６００ｌのボールミル内で粉砕した。ＦＳＳＳとして測定された粉砕前のＷＣ粒度は、１１μｍであった。粉砕は、有機結合剤として２重量％ポリエチレングリコール（ＰＥＧ８０００）を添加した９２％エタノールを用いて湿式条件下で実施した。粉砕後、スラリーをＮ_２雰囲気中で噴霧乾燥した。未加工体を一軸加圧により製造し、５５ｂａｒのアルゴン圧で１４１０℃で１時間、Ｓｉｎｔｅｒ－ＨＩＰを用いて焼結した。

２つの材料の特性は下の表１４に要約される。平均ＷＣ粒度は、実施例３に詳細に説明されている修正Ｊｅｆｆｒｉｅｓ法を用いて、ＣｒグレードＢ及び基準Ｂに対してそれぞれ１０００倍及び２０００倍の倍率で評価した。

１０ｍｍの公称外径及び半球状の頂部をもつドリルビットインサートを、上記のように基準Ｂ及びＣｒグレードＢから加圧し、焼結した。２つの材料の各々について、同じバッチからのインサートの一部は、焼結されたままの状態で試験し、一方インサートの別の一部は、実施例４に記載のＥ法を用いて５分間処理した後に試験した。Ｅ処理手順及び運転パラメータは、ＯＤ研削工程がないこと、及びより短い５分の処理時間であることを除いて、インサートの幾何学的形状が同一であるように、実施例４に記載のものと同一であった。

インサート圧縮（ＩＣ）試験方法は、２つの平面平行な硬い対向面間で一定の変位速度で、インサートの故障までドリルビットインサートを圧縮することを伴う。ＩＳＯ４５０６：２０１７（Ｅ）規格「Ｈａｒｄｍｅｔａｌｓ－Ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｔｅｓｔ」に準拠した試験治具を使用し、２０００ＨＶを超える硬度の超硬合金アンビルを用いたが、試験方法自体は、削岩用インサートの靭性試験に適合した。治具をＩｎｓｔｒｏｎ ５９８９テストフレームに取り付けた。荷重軸はインサートの回転対称軸と同じであった。治具の対向面は、ＩＳＯ４５０６：２０１７（Ｅ）規格で要求される平衡度、すなわち最大偏差０．５μｍ／ｍｍを満たした。このことは、テストアライメント及び結果の再現性に非常に重要である。荷重変位曲線を記録しながら、試験したインサートに、０．６ｍｍ／分に等しい一定のクロスヘッド変位速度で、故障まで荷重をかけた。テストリグ及び試験装置のコンプライアンスは、試験評価の前に、測定した荷重変位曲線から差し引いた。材料及び処理ごとに３つのインサートを試験した。各試験の前に、対向面を損傷について検査した。インサートの故障は、測定した荷重が急に少なくとも１０００Ｎ低下した場合に発生すると定義した。試験したインサートのその後の検査によって、これがすべての場合に肉眼で見える目に見える亀裂の発生と一致することが確認された。

材料の靭性は、破壊までの総吸収変形エネルギーで特徴づけ、ＡＥ_ＩＣとして表される。ＡＥ_ＩＣは、各試験について破断まで測定された荷重変位曲線下総面積として計算された。表１５は、焼結されたままの状態と５分間のＥ処理後の基準Ｂ及びＣｒグレードＢ材料についてそれぞれ得たＡＥ_ＩＣの平均値を示す。ΔＡＥ_ＩＣ（処理後の吸収エネルギーの平均増加パーセント）も表に含まれている。増加は、吸収エネルギーの平均値から以下の通り計算された。
ΔＡＥＩＣ＝（（ＡＥ_{ＩＣ処理済}－ＡＥ_{ＩＣ焼結状態}）／ＡＥ_{ＩＣ焼結状態}）^＊１００

試験結果から、５分の短いＥ法処理時間でさえも、吸収エネルギーが劇的に増加したことが分かる。２つの材料のコバルト含有量は等しいにもかかわらず、処理の効果は、クロムを含まない基準Ｂで得られた４１０％と比較して、ΔＡＥ_ＩＣが５２０％であるクロム含有ＣｒグレードＢの方が明らかに顕著であった。

実施例８、摩耗量試験
実施例１、２及び３による削岩用ビットインサート（外径Φ１０ｍｍ、球形の前面）を摩耗量試験において試験した。この試験では、サンプルチップは旋削作業中に回転する花崗岩ログ対向面に対して摩耗する。使用した試験パラメータは以下の通りであった。各インサートに加わる荷重２００Ｎ、花崗岩ログｒｐｍ＝２３０、ログ円周４４－４５ｃｍの範囲、及び水平送り速度０．３３９ｍｍ／回転。各試験における滑り距離は１５０ｍで一定であり、試料は連続的な水流によって冷却された。各試料は試験の前後に慎重に秤量された。材料当たり１－２個の試料の質量損失を、１５０ｍの滑り距離の後に評価した。測定した質量損失及び試料密度から計算した、試験材料及び異なる表面処理のそれぞれについての試料体積損失を表１６に提示する。

摩耗量試験の結果は、基準Ａがより高いバルク硬度、並びにより小さい焼結ＷＣ粒度を有していたという事実にも関わらず、基準材料である基準Ａと比較して、本発明のＣｒグレードＡによる材料の耐摩耗性が大幅に向上していることを明らかに示す。耐摩耗性のさらなる改善は、Ｅ法表面処理に２９分間付したインサートについて観察された。

実施例９、湿式地下用トップハンマー応用試験の結果
直径１１及び１３ｍｍの、球形ドーム形状を有する基準Ａ及びＣｒＡインサートを、実施例１及び２の記載に従って製造した。すべてのインサートの外径を研削した後、各グレードのバッチを２つの部分に分けた。インサートの半分を標準的な手順に従って低エネルギー後処理（ＬＥ）して約１％のＨｃ増加を達成し、インサートの残りの半分を高エネルギー後処理（ＨＥ）して３－４％のＨｃ増加を達成した。ＨＥ処理は、振動タンブリングよりも厳密な処理であるが、一部の以前の例で使用したＥ法ほど厳密ではない。この例における制限は、使用される市販の遠心転動装置「ＥＲＢＡ Ｔｕｒｂｏ １２０」において可能な最大衝撃周波数及びエネルギー範囲であった。したがって、この実施例で使用されるＨＥ処理は、実施例４に記載されるＥ法とは異なるが、代わりとなる高エネルギー処理法である。ＬＥ処理及びＨＥ処理は基準Ａ及びＣｒＡに対するのと全く同じ方法で実施した。ＬＥ処理は、１５０ｋｇのタンブリング媒体及び冷却媒体としての水と共に、直径６５０ｍｍの回転ディスクを有する１２０リットルの機械において、１６０ＲＰＭで３０分間の遠心転動によって実施した。ＨＥ処理は、１５０ｋｇのタンブリング媒体及び冷却媒体としての水と共に、直径６５０ｍｍの回転ディスクを有する１２０リットルの機械において、それぞれ１９０及び２２０ｒｐｍでのランピング中に２４０ＲＰＭで８０分間と１０分間の保持時間の遠心転動によって実施した。ＬＥとＨＥの両方におけるタンブリング媒体は、直径７ｍｍの球形のボールに近い形状をした、サンドビックグレードＨ１０Ｆの超硬合金本体からなる。

保磁力Ｈｃを、後処理の前後に、８－１０個のランダムなインサートで測定し、平均値を計算した。ビットの周辺（ゲージ）位置に使用された１３ｍｍインサートのこれらの平均値は表１７に見出される。

各変形の１つのインサートを、実施例４に記載されるように切片化し、研磨し、ＨＶ３マッピングした。結果は表１８に示される。

異なる超硬合金グレード及び処理で作製したインサートを、７６ｍｍドリルビットに取り付けた。５つのビット／変形を製造し、スウェーデン中央部の地下鉱山でトップハンマー用途で試験した。岩石の状態は、大部分が非常に硬く、非常に研磨性があると分類された。削孔を開始する前に、各ビットの最大直径を注意深く測定して記録すると、ビットの開始直径は約７８ｍｍであった。削孔を開始し、インサートが鈍くなりすぎて貫通速度が低下するまで各ビットを使用した。次に、ビットの最大直径を測定し、記録し、ビット上のインサートを再び研削し／再び鋭利にして、最大直径を再び測定し、貫通速度が低下するまで削孔を継続した。ビットの最大直径が７２ｍｍ以下になるまで同じ手順を繰り返した。試験の結果は、表１９に示されるように、総削孔メートル数／変形、削孔による平均摩耗、インサートの１又は複数の破損を含むビットの数、及びインサート故障のために摩耗したか又は除去されたビットの数として評価された。

結果は、たとえ比較的柔らかいＨＥ処理でさえも、ＣｒＡ＋ＨＥが、最良の耐摩耗性、最長のビット寿命を有し、インサート破損による早期故障は観察されなかったことを明らかに示す。Ｃｒ含有グレードをＨＥ処理と組み合わせることによって、材料の可能性を最大限に利用することができ、ＨＥ処理もまた耐摩耗性をさらに向上させる。

実施例１０、乾燥した露天採掘用トップハンマー応用試験の結果
直径１２及び１３ｍｍの、球形ドーム形状を有する基準Ａ及びＣｒＡインサートを、実施例１及び２の記載に従って製造した。次に各グレードのバッチを２つの部分に分割し、インサートの半分を標準的な手順に従って低エネルギー後処理（ＬＥ）して約１％のＨｃ増加を達成し、一方、インサートの残りの半分を高エネルギー後処理（ＨＥ）して３－４％のＨｃ増加を達成した。ＨＥ処理は、振動タンブリングよりも厳密な処理であるが、一部の以前の例で使用したＥ法ほど厳密ではない。この例における制限は、使用される市販の遠心転動装置「ＥＲＢＡ Ｔｕｒｂｏ １２０」において可能な最大衝撃周波数及びエネルギー範囲であった。したがって、この実施例で使用されるＨＥ処理は、実施例４に記載されるＥ法とは異なるが、代わりとなる高エネルギー処理法である。ＬＥ処理及びＨＥ処理は基準Ａ及びＣｒＡに対するのと全く同じ方法で実施した。ＬＥ処理は、１５０ｋｇのタンブリング媒体及び冷却媒体としての水と共に、直径６５０ｍｍの回転ディスクを有する１２０リットルの機械において、１６０ＲＰＭで３０分間の遠心転動によって実施した。ＨＥ処理は、１５０ｋｇのタンブリング媒体及び冷却媒体としての水と共に、直径６５０ｍｍの回転ディスクを有する１２０リットルの機械において、２６０ＲＰＭで８０分間の遠心転動によって実施した。ＬＥとＨＥの両方におけるタンブリング媒体は、直径７ｍｍの球形のボールに近い形状をした、サンドビックグレードＨ１０Ｆの超硬合金本体からなる。ＨＥプロセスには、最大ｒｐｍに到達する前に安定したタンブリングプロセスを得るために１６０ｒｐｍで２分、１９０ｒｐｍで５分、２１０ｒｐｍで１０分、そして２４０ｒｐｍで１０分のランピング工程も含まれていた。

保磁力Ｈｃを、後処理の前後に、８－１０個のランダムなインサートで測定し、平均値を計算した。８９ｍｍビットの周辺（ゲージ）位置に使用された１３ｍｍインサートのこれらの平均値は表２０に見出される。

各変形の１つのインサートを、実施例４に記載されるように切片化し、研磨し、ＨＶ３マッピングした。結果を表２１に示す。

異なる超硬合金グレード及び処理で作製したインサートをドリルビットに取り付けた。５つのビット／変形を製造し、スウェーデンの北部の露天採掘場でトップハンマー用途で試験した。岩石の状態は、大部分が硬質で、中程度の研磨性があると分類された。削孔を開始する前に、各ビットの最大直径を注意深く測定し（～９２ｍｍ）、記録した。削孔を開始し、インサートが鈍くなりすぎて貫通速度が低下するまで各ビットを使用した。次に、ビットの最大直径を測定し、その後インサートを再び研削し、最大直径を再び測定し、ビットの直径が８５ｍｍ以下になるまで同じ手順を繰り返した。表２２に示された試験の結果は、総削孔メートル数、削孔による平均摩耗、インサートの１又は複数の故障を含むビットの数、及び寿命の終わり（最小直径になるまで摩耗するか又はインサートの故障による）まで動作するビットの総数として評価された。

この試験では、Ｃｒ含有グレードとＨＥ処理を組み合わせることによる利益が明確に示される。それはＣｒＡ＋ＬＥに関してインサート破損によるビット故障の数は５個のうち２個であるのに対し、ＣｒＡ＋ＨＥに関してインサート破損に関連する故障の数はゼロであるためである。高エネルギーの後処理を使用しない場合の早期のインサート故障は、ＣｒＡ材料の耐摩耗性の増加による利益を十分に受ける可能性を低下させる。

Claims (13)

1. Ｃｏを含む結合相中に炭化タングステンの硬質成分を含む超硬合金製の削岩インサートであって、超硬合金が、
   ４－１８質量％のＣｏと、
   残部ＷＣ及び不可避的不純物と
   を含み、
   前記超硬合金が、質量比Ｃｒ／Ｃｏがバルク中で０．０４－０．１９であり、削岩インサートの表面の任意の点の硬度とバルクの硬度との差が少なくとも４０ＨＶ３であるような量のＣｒも含み、硬度がＩＳＯ ＥＮ６５０７に従って測定され、削岩インサートの表面からその内部までＣｏ含有量の実質的な勾配が存在しないことを特徴とする、削岩インサート。
2. 削岩インサートの表面の任意の点の硬度と、バルクの硬度との差が少なくとも６０ＨＶ３であることを特徴とする、請求項１に記載の削岩インサート。
3. 削岩インサートの表面下０．３ｍｍの任意の点の硬度と、削岩インサートの表面下１ｍｍの硬度との差が少なくとも２０ＨＶ３であることを特徴とする、請求項１又は２に記載の削岩インサート。
4. 削岩インサートの表面下０．３ｍｍの平均硬度と、削岩インサートの表面下１ｍｍの平均硬度との差が少なくとも３０ＨＶ３であることを特徴とする、請求項１から３の何れか一項に記載の削岩インサート。
5. 削岩インサートの表面下０．３ｍｍの平均硬度と、削岩インサートのバルクの平均硬度との差が少なくとも５０ＨＶ３であることを特徴とし、硬度がＩＳＯ ＥＮ６５０７に従って測定される、請求項１から４の何れか一項に記載の削岩インサート。
6. 超硬合金のＷＣ粒度平均値が、１μｍよりも大きく１８μｍ未満であることを特徴とする、請求項１から５の何れか一項に記載の削岩インサート。
7. 超硬合金のＷＣ粒度平均値が、１．５μｍよりも大きく１０μｍ未満であることを特徴とする、請求項１から６の何れか一項に記載の削岩インサート。
8. 超硬合金が、５－１２質量％のＣｏを含むことを特徴とする、請求項１から７の何れか一項に記載の削岩インサート。
9. 超硬合金中の質量比Ｃｒ／Ｃｏが０．０７５－０．１５であることを特徴とする、請求項１から８の何れか一項に記載の削岩インサート。
10. 超硬合金中の質量比Ｃｒ／Ｃｏが０．０８５－０．１２であることを特徴とする、請求項１から９の何れか一項に記載の削岩インサート。
11. 前記超硬合金の硬度が１７００ＨＶ３以下であることを特徴とし、硬度がＩＳＯ ＥＮ６５０７に従って測定される、請求項１から１０の何れか一項に記載の削岩インサート。
12. 前記超硬合金が、削岩インサートの磁気保磁力Ｈｃ_２と、削岩インサートの熱処理された内部の磁気保磁力Ｈｃ_１との間に百分率差ΔＨｃ_２１を有し、ΔＨｃ_２１＝（Ｈｃ_２－Ｈｃ_１）／Ｈｃ_１ ^＊１００であり、比ΔＨｃ_２１／Ｃｏ＞０．６であり、保磁力ＨｃはｋＡ／ｍで表され、ΔＨｃ_２１は％で表され、コバルト含有量Ｃｏは重量％で表されることを特徴とする、請求項１から１１の何れか一項に記載の削岩インサート。
13. 請求項１から１２の何れか一項に記載の１以上の取り付けられた削岩インサートを備える削岩ビット本体。

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