CN109790076B

CN109790076B - 岩钻刀片

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Publication number: CN109790076B
Application number: CN201780059812.5A
Authority: CN
Inventors: 马林·莫滕松; 扬尼斯·阿瓦尼提迪斯; 克里什托夫·图尔巴
Original assignee: Sandvik Intellectual Property AB
Current assignee: Sandvik Intellectual Property AB
Priority date: 2016-09-28
Filing date: 2017-09-25
Publication date: 2022-07-08
Anticipated expiration: 2037-09-25
Also published as: AU2021204488B2; MX2024002002A; ES2958207T3; JP7028866B2; EP3519371B1; EP3808867B1; CN109790076A; KR20190062446A; RU2746537C2; AU2021204488A1; CA3036752C; AU2017333850B2; BR112019006192A2; EP3519371A1; CA3036752A1; US11285544B2; AU2017333850A1; CL2019000812A1; RU2019112668A3; KR102457545B1

Abstract

一种由硬质合金制成的岩钻刀片，其包括：在包括Co的粘结剂相中的由碳化钨(WC)构成的硬质成分，其中所述硬质5合金包括4至18质量％的Co和余量的WC以及不可避免的杂质，其特征在于，所述硬质合金还包括Cr，所述Cr的量使得Cr/Co质量比在0.04至0.19的范围内，并且在所述岩钻刀片的表面的任何点处的0.3mm深度处的硬度与所述岩钻刀片的主要部分的硬度之间的差至少为40HV3。

Description

岩钻刀片

技术领域

本发明涉及一种岩钻刀片，所述岩钻刀片包括主体，所述主体由含有铬的WC-Co基的硬质合金制成，其中在硬质合金主体的表面和主要部分(bulk)之间存在着显著的硬度梯度。

背景技术

岩钻是这样的一个技术领域，其中用于在岩石中进行钻凿的刀片由于钻凿的固有性质而经受严重的腐蚀条件和反复的冲击两者。不同的钻凿技术将导致刀片上的不同冲击负载。特别严重的冲击条件存在于诸如如下那些应用中，在所述应用中：岩钻刀片被安装在顶锤(TH)装置、潜孔(DTH)钻凿装置或旋转钻凿装置的岩钻钻头主体中。

岩钻刀片在岩钻期间所经受的条件还要求岩钻刀片具有预定的导热率，以防止它们达到过高的温度。

传统上，岩钻刀片可以由硬质合金制成的主体组成，该硬质合金包括：在包括钴(Co)的粘结剂相中的由碳化钨(WC)构成的硬质成分。

本发明源于研究在压坯的压实和烧结之前将铬添加到形成硬质合金的其它组分中的效果。因此，岩钻刀片的硬质合金在其粘结剂相中含有铬。

发明内容

本发明的目的

本发明的一个目的是提出一种岩钻刀片，与由WC-Co基的硬质合金制成的现有技术的刀片相比，该岩钻刀片具有改进的耐腐蚀性，所述改进的耐腐蚀性减少了在湿钻凿条件下的磨损。硬质合金仍然必须具有可接受的硬度和延展性，以承受其在使用期间将经受的反复的冲击载荷。换句话说，该硬质合金一定不能太脆。此外，本发明的目的是提出一种岩钻刀片，其具有提高的耐磨性和提高的冲击韧性，从而减少了早期损坏和弯曲负载失效。

定义

术语“主要部分”在本文中是指岩钻刀片的最内部(中心)的硬质合金。

发明概述

本发明的目的是借助于由硬质合金制成的岩钻刀片来实现的，该硬质合金包括：在包括Co的粘结剂相中的由碳化钨(WC)构成的硬质成分，其中该硬质合金包括有4至18质量％的Co、和余量的WC以及不可避免的杂质，其特征在于，所述硬质合金还包括有Cr，该Cr的量使得Cr/Co质量比为0.04-0.19，并且在岩钻刀片的表面的任何点处的0.3mm深度处的硬度与岩钻刀片的主要部分的最小硬度之间的差至少为40HV3。

本发明的岩钻刀片是借助于这样的工艺来生产的，在该工艺中：将包括有硬质合金的元素的粉末碾磨并压实成压坯，然后对其进行烧结。通常进行磨削步骤，以获得钻头刀片的精确尺寸。本发明的钻头刀片通常具有圆筒形基部和圆化形顶部，该圆化形顶部可以是半球形、圆锥形或不对称的。通常，对圆筒形基部的弯曲表面进行磨削，以获得所需的精确直径，同时顶部和圆形基部的表面保持处于其烧结状态。然后，对钻头刀片进行后处理(诸如特殊的高能振荡碰撞工艺)，这在刀片中引入高水平的压缩应力。

令人惊讶地发现，压缩应力的诱发和粘结剂硬化的组合效果对于含铬刀片在高能振荡碰撞工艺中的预施加处理期间以及在钻凿应用本身期间都特别强。因此，基于本发明的含铬硬质合金的岩钻刀片将在实际钻凿期间提供比不含铬的硬质合金的岩钻刀片更强的表面硬化。

结果是减少了磨损并增加了在刀片的使用期间对刀片破损的抵抗力。此外，Cr的添加使得Co-粘结剂相的耐腐蚀性得到改善，这减少了湿钻凿条件下的磨损。

如果Cr/Co质量比太低，则所提到的Cr的积极效果将太小。另一方面，如果Cr/Co质量比太高，则将会形成在其中溶解钴的碳化铬，由此粘结剂相的量显著减少并且硬质合金变得太脆。

WC粒度被选择成适应硬质合金的在例如硬质合金的导热性和非脆性方面所期望的最终性能。根据一个实施例，WC平均粒度大于1μm、或者大于1.25μm、或者大于1.5μm、或者大于1.75μm、或者大于2.0μm。如果WC粒度太大，则材料变得难以烧结。因此，优选的是WC的平均粒度小于18μm、或小于15μm、或小于10μm、或小于5μm。WC平均粒度用本文中的示例部分中所描述的方法确定。

在一个实施例中，硬质合金包含4.5至15质量％的Co，或5至12质量％的Co。

根据优选的实施例，Cr/Co质量比为0.075至0.15。

根据又一个优选的实施例，Cr/Co质量比为0.085至0.15。

根据另一个优选的实施例，Cr/Co质量比为0.085至0.12。

尽管Cr在很大程度上以溶解在钴中的形式存在于粘结剂相中，但是一些量的未溶解的碳化铬(通常在生产工艺中作为Cr₃C₂添加)可能残留在硬质合金中。在硬质合金中可以允许多达3质量％、优选是多达2质量％、更优选是多达1质量％的碳化铬(作为添加的碳化物或Cr₃C₂)。这意味着在一个实施例中，硬质合金含有多达3质量％、优选是多达2质量％、更优选是多达1质量％的碳化铬(作为添加的碳化物或Cr₃C₂)。如果存在碳化铬，则碳化铬的平均粒度(作为添加的碳化物或Cr₃C₂)优选是低于1μm。

在一个实施例中，所有添加的碳化铬或Cr₃C₂都被溶解在钴中，并且已烧结的硬质合金基本上不含未溶解的碳化铬(作为添加的碳化物或Cr₃C₂)。优选地是，为了避免存在这种碳化铬，Cr/Co比应该足够得低，以保证铬的最大含量不超过在1000℃下的铬在钴中的溶解度极限。

为了避免在粘结剂相中生成碳化铬或石墨，所添加的碳的量应该处于足够低的水平。

优选地是，已烧结硬质合金不含任何石墨，并且也不含任何η相。

根据另一个实施例，M₇C₃存在于硬质合金中。在这种情况下，M是Cr、Co和W的组合，即(Cr、Co、W)₇C₃。Co溶解度能够高达M₇C₃碳化物中的金属含量的38at％。Cr：Co：W的精确平衡由硬质合金的总碳含量确定。硬质合金中的Cr/M₇C₃(Cr为重量％并且M₇C₃为体积％)的比率合适地等于或大于0.05、或者等于或大于0.1、或者等于或大于0.2、或者等于或大于0.3、或者等于或大于0.4。硬质合金中的Cr/M₇C₃(Cr作为重量％和M₇C₃作为体积％)的比率合适地等于或小于0.5、或者等于或小于0.4。M₇C₃的含量被定义为体积％，因为这是其实际测量的方式。M₇C₃的存在对岩钻的预期负面影响不足为奇。在岩钻中的这种负面影响将是由于额外的碳化物导致的硬质合金的脆性，以及由于在形成M₇C₃时粘结剂相(Co)含量降低而导致的韧性降低。因此，由于能够接受M₇C₃，因此在硬质合金生产期间碳含量的可接受范围能够更宽。这是一个很大的生产优势。

岩钻刀片在使用期间经受强烈冲击，并且传统上，使用过的岩钻刀片被认为比新的、未使用过的岩钻刀片更好(更坚韧)，这是因为在岩钻中已经起作用的、使用过的岩钻刀片的表面处和该表面附近已经发生了变形硬化和压缩应力的积聚。因此，与新的刀片相比，使用过的刀片降低了钻头失效的风险。本发明提供一种岩钻刀片，其作为新的刀片从一开始就已经在该岩钻刀片的表面与其内部之间呈现出较大的硬度差异，并且该岩钻刀片具有与使用过的刀片更类似的表面硬度。因此，根据本发明的岩钻刀片具有较低的早期损坏和失效风险。

而且，在岩钻刀片的表面与其内部之间的较大的硬度差异存在于整个表面上，并且因此也降低了在操作期间的其它类型的失效的风险。

在一个实施例中，在岩钻刀片的表面的任何点处的0.3mm深度处的硬度与在该岩钻刀片的主要部分的最小硬度之间的差异为至少50HV3、或者至少60HV3、或者至少70HV3、或者至少80HV3、或者至少90HV3。

使用表面下方0.3mm处的硬度值的原因是：使用如示例5中所描述的所使用的维氏压痕法，难以测量在最表面处的硬度。

在一个实施例中，在岩钻刀片的表面下方0.3mm处的任何点处的0.3mm深度处的硬度与在该岩钻刀片的表面下方1mm处的硬度之间的差异为至少20HV3、或者至少25HV3、或者至少30HV3、或者至少35HV3。

在一个实施例中，存在岩钻刀片的至少一个部分，在该至少一个部分中，在该岩钻刀片的表面下方0.3mm处的硬度与在该岩钻刀片的主要部分的硬度之间的差异为至少90HV3、或者至少100HV3、或者至少120HV3。

在一个实施例中，存在岩钻刀片的至少一个部分，在该至少一个部分中，在该岩钻刀片的表面下方0.3mm处的硬度与在该岩钻刀片的表面下方1mm处的硬度之间的差异为至少30HV3、或者至少35HV3、或者至少40HV3。

在一个实施例中，在岩钻刀片的表面下方0.3mm处的平均硬度与在该岩钻刀片的表面下方1mm处的平均硬度之间的差异为至少30HV3、或者至少35HV3、或者至少40HV3、或者至少45HV3。在某一深度处的平均硬度被定义为在该特定深度处的、均匀分布在刀片周围的至少50个测量得到的硬度值的平均值。

在一个实施例中，在岩钻刀片的表面下方0.3mm处的平均硬度与在该岩钻刀片的主要部分中的平均硬度之间的差异为至少50HV3、或者至少60HV3、或者至少70HV3、或者至少80HV3。在0.3mm深度处的平均硬度被定义为在该特定深度处的、均匀分布在刀片周围的至少50个测量得到的硬度值的平均值。

硬质合金的粘结剂相含量在整个岩钻刀片中大致相等，即，当从该岩钻刀片的表面到达其内部时，不存在显著的Co含量梯度。然而，Co含量的微小差异可以出现在表面与下到0.2mm的深度之间的最上部区域中。

本发明的岩钻刀片的主要部分中的Cr/Co质量比在0.04至0.19的范围内

本发明的岩钻刀片已经经受过后处理，该后处理在刀片中引入高水平的压缩应力，诸如高能振荡碰撞工艺，与未经处理的岩钻刀片相比，经受过该后处理的岩钻刀片表现出增加的磁矫顽力(Hc)，并且与施加了传统的振动处理相比，经受过该后处理的岩钻刀片还具有显著更大的矫顽力增加(ΔHc)。例如，对于含有6重量％Co和0.6重量％Cr的硬质合金，ΔHc值可以达到>5％并且甚至>6％，并且对于含有11重量％Co和1.1重量％Cr的硬质合金牌号(参见示例4和5)，ΔHc值可以达到>10％。对于在本发明的钻头刀片中使用的含Cr的硬质合金，ΔHc的增加与冲击韧性的增加很好地对应，如图16中进一步所示的那样。

在一个实施例中，本发明的岩钻刀片的磁矫顽力Hc₂与该岩钻刀片的热处理过的内部部分的磁矫顽力Hc₁之间的差异ΔHc₂₁(单位％)，即((Hc₂-Hc₁)/Hc₁)*100，除以钴含量，即ΔHc₂₁/Co>0.6、或者ΔHc₂₁/Co>0.75、或者ΔHc₂₁/Co>0.9，其中矫顽力Hc单位为kA/m，ΔHc₂₁单位为％并且钴含量Co单位为重量％。

磁矫顽力Hc₁根据以下程序确定：

使用诸如无心磨削的合适方法来移除岩钻刀片的最外表面区域(至原始表面下方大约1mm的深度处)，同时保持刀片的近似原始形状。然后，将移除了表面区域的刀片在大约1100℃下在惰性气氛中退火大约2小时。在退火步骤之后，再次测量磁矫顽力，从而获得值Hc₁值，其能够被看作材料的“烧结”状态的重构的磁矫顽力值。

本发明的岩钻刀片必须不易发生由于与脆性相关的问题导致的失效。因此，岩钻刀片的硬质合金具有合适的不高于1700HV3、或者不高于1650HV3、或者不高于1600HV3的主要部分的硬度。

硬质合金的硬度取决于WC粒度和粘结剂相含量。岩钻刀片的硬质合金具有合适的至少800HV3、或者至少900HV3、或者至少1000HV3的主要部分的硬度。

根据一个实施例，根据本发明的岩钻刀片被安装在顶锤(TH)装置、或者潜孔(DTH)钻凿装置、或者旋转钻凿装置、或者切削盘装置的岩钻钻头主体中。该旋转钻凿装置可以是油气旋转切割装置。本发明还涉及一种岩钻装置，特别是涉及顶锤装置、或者潜孔钻凿装置、或者旋转钻凿装置、或者切削盘装置，并且涉及根据本发明的岩钻刀片在这样的装置中的用途。

附图说明

将参考附图呈现示例，其中：

图1是用于测试中的岩钻刀片的几何形状的示意图。

图2示出了未经处理的岩钻刀片的HV3图，其中硬质合金含有6重量％的钴，但不含铬(参照A)。

图3示出了振动翻滚的岩钻刀片的HV3图，其中硬质合金含有6重量％的钴，但不含铬(参照A)。

图4示出了高能振荡碰撞处理的岩钻刀片的HV3图，其中硬质合金含有6重量％的钴，但不含铬(参照A)。

图5示出了高能振荡碰撞处理的岩钻刀片的一部分的放大的HV3图，其中硬质合金含有6重量％的钴，但不含铬(参照A)。

图6示出了未经处理的岩钻刀片的HV3图，其中硬质合金含有6重量％的钴和铬(Cr牌号A)。

图7示出了振动翻滚的岩钻刀片的HV3图，其中硬质合金含有重量％的钴和0.6wt.％的铬(Cr牌号A)。

图8示出了高能振荡碰撞处理的岩钻刀片的HV3图，其中硬质合金含有6重量％的钴和0.6重量％的铬(Cr牌号A)。

图9示出了高能振荡碰撞处理的岩钻刀片的一部分的放大的HV3图，其中硬质合金含有6重量％的钴和0.6重量％的铬(Cr牌号A)。

图10示出了参照A和Cr牌号A的高能振荡碰撞处理的岩钻刀片的HV3轮廓曲线。

图11示出了未经处理的岩钻刀片的HV3图，其中硬质合金含有11重量％的钴和1.1重量％的铬(Cr牌号C)。

图12示出了高能振荡碰撞处理的岩钻刀片的HV3图，其中硬质合金含有11重量％的钴和1.1重量％的铬(Cr牌号C)。

图13示出了高能振荡碰撞处理的岩钻刀片的一部分的放大的HV3图，其中硬质合金含有11重量％的钴和1.1重量％的铬(Cr牌号C)。

图14示出了Cr牌号C的高能振荡碰撞处理的岩钻刀片的HV3轮廓曲线。

图15示出了摆锤测试装置的示意图(参见示例6)。

图16示出了在摆锤测试中磁矫顽力与钴含量的比率变化相对于在断裂时所吸收的能量而绘制的图。

具体实施方式

示例1，参照，不含Cr的硬质合金

根据已建立的硬质合金工艺制作具有6.0重量％Co和余量的WC的材料。将WC、Co和W的粉末在600升球磨机中与硬质合金碾磨体一起碾磨总共13小时。该碾磨在湿条件下进行，使用92％乙醇，加入2重量％聚乙二醇(PEG8000)作为有机粘结剂。在碾磨之后，使浆液在N₂气氛中喷雾干燥。通过单轴压制生产生坯，并且使用Sinter-HIP在55巴的氩气压力下以1410℃将生坯烧结1小时。

该材料被标注为参照A。

关于已烧结材料的细节在表1中示出。

示例2，含Cr的硬质合金

根据已建立的硬质合金工艺制作具有6.0重量％Co、0.6重量％Cr和余量的WC的材料。将32.8kgWC、2.2kgCo、250gCr₃C₂和719gW的粉末在球磨机中碾磨总共13.5小时。按照FSSS所测量得到的WC粉末粒度在碾磨之前为6.40μm。在碾磨期间，加入55.8gC，以达到期望的碳含量。该碾磨在湿条件下进行，使用乙醇，在30升碾磨机中加入2重量％聚乙二醇(PEG8000)作为有机粘结剂(压制剂)，并且使用120kgWC-Co钢段。碾磨后，使浆液在N₂气氛中喷雾干燥。通过单轴压制生产生坯，并且使用Sinter-HIP在55巴的氩气压力下以1410℃将生坯烧结1小时。

该材料被标注为Cr牌号A。

烧结后的组分在表1中给出。

通过背散射电子检测器，使用SEM，发现少量纳米尺寸的M₇C₃析出物，该M₇C₃析出物通常在WC-晶粒边界和粘结剂相之间的三相点处，并且该M₇C₃析出物的尺寸为从100nm至700nm。

示例3，含Cr的硬质合金

根据已建立的硬质合金工艺制作具有11.0重量％Co、1.1重量％Cr和余量的WC的材料。将37.7kgWC、3.15kgCo、358gCr₃C₂和863gW的粉末在球磨机中碾磨总共9小时。按照FSSS所测量得到的WC粉末粒度在碾磨之前为15.0μm。在碾磨期间，加入19.6gC，以达到期望的碳含量。该碾磨在湿条件下进行，使用乙醇，在30升碾磨机中加入2重量％聚乙二醇(PEG4000)作为有机粘结剂，并且加入120kgWC-Co钢段。在碾磨之后，使浆液在N₂气氛中喷雾干燥。通过单轴压制生产生坯，并且使用Sinter-HIP在55巴的氩气压力下以1410℃将生坯烧结1小时。

该材料被标注为Cr牌号C。

关于已烧结材料的细节在表1中给出。

表1.根据示例1至3生产的材料的细节。

*使用3kg负载的维氏压痕

**根据ISO/DIS 28079的Palmqvist断裂韧性

示例1至3的已烧结样品的WC粒度

已烧结材料参照A、Cr牌号A和Cr牌号C(示例1-3)的平均WC粒度由SEM显微照片确定，该SEM显微照片示出了所述材料的代表性横截面。样品制备的最后步骤是通过利用在软布上的1μm金刚石膏进行抛光，然后用Murakami溶液进行蚀刻来进行的。使用背散射电子检测器(BSE)在15kV加速电压和10mm的工作距离下获得SEM显微照片。对于材料参照A和Cr牌号A所使用的放大倍数为3000x，而对于Cr牌号C所使用的放大倍数为2000x。

使用下面描述的Jeffries方法，从对于每种材料的至少两张不同显微照片评估平均WC粒度。然后，由从各张显微照片(分别针对每种材料)获得的平均粒度值来计算平均值。用于使用改进的Jeffries方法评估平均粒度的程序如下：

在SEM显微照片内选择一个具有合适尺寸的矩形框架，以便包含最少300个WC晶粒。对框架内的晶粒和与框架相交的那些晶粒进行手动计数，并且平均粒度由等式(1-3)得出：

其中：

d＝平均WC粒度(mm)

L₁、L₂＝框架的边长(mm)

M＝放大率

L_scale _mm＝在显微照片上测量得到的标尺长度，单位为mm

L_scale _micro＝标尺的与放大率相对应的实际长度(μm)

n₁＝完全在框架内的晶粒数量

n₂＝与框架边界相交的晶粒数量

重量％Co＝已知的钴含量，以重量％计。

等式(2)用于基于材料中的已知的Co含量估计WC分数。然后，等式(3)从框架中的总WC面积与框架中所包含的晶粒数量之比得到平均WC粒度。等式(3)还包含校正系数，该校正系数补偿了如下事实：在随机2D截面中，并非所有晶粒都将穿过它们的最大直径而被剖切。

表2示出了根据示例1至3的材料通过上述程序所获得的平均WC粒度值。

表2.

示例4，钻头刀片的处理

分别根据示例1和2中的描述对钻头刀片进行压制和烧结。该刀片的外径(OD)尺寸为10.0mm，并且高度为16.6mm，其中每个所述刀片的重量大约都为16.6g，并且都具有球形圆顶(“切削刃”)。将刀片在负形部分上进行磨削，但使圆顶和底部部分处于烧结状态。然后，将该批刀片分开，并使用标准振动翻滚(在图和表中被表示为“VT”)处理所述刀片中的一些刀片，以移除在磨削后产生的锋利边缘。振动翻滚方法还在表面区域中诱发少量压缩应力。在振动碾磨机中使用大量过量(30kg)的山特维克牌号10HF的、硬度为大约1600HV30的硬金属翻滚介质和1升水进行此振动翻滚1.5小时或3小时。

使用能够被最佳描述为高能振荡碰撞方法的方法处理所述刀片中的一些刀片，下文称该方法为E方法。所使用的设备是市售的Corob^TM牌Simple Shake 90的油漆搅拌器，其最大负载为40kg，最大摇动频率为65Hz。该E方法基于填充有刀片或者刀片和翻滚介质的组合的封闭容器的快速振荡移动，其中该容器在45Hz的摇动频率下反复经受加速度峰值(通常高达8.8g)，其中g＝9.81m/秒²。振荡移动主要沿着z轴(即竖直轴线)发生，其幅度为几厘米，并且该振荡移动在水平面内沿着y轴有较小强度的同时移动。借助于与移动的容器的器壁的冲击以及随后与其它刀片和翻滚介质的冲击，使刀片处于运动状态。速度矢量反转的高频率(即，在运动方向上的频繁的突然变化)导致每单位时间内大量高能的刀片发生碰撞。E方法的这种特性使得：在非常短的处理时间之后，在已处理的刀片中获得期望的效果成为可能。

用于E方法刀片处理的程序对应于45Hz的摇动频率。将5至20个岩钻刀片与3.0kg介质(具有球形顶部和底部以及在所述顶部和底部之间的负形部分的硬质金属小球；总高度＝6.95mm，负形部分的高度为3.22mm并且该负形部分的直径＝6.67mm，山特维克牌号H10F，并且每个小球的重量大约为3克)以及1至2分升用于冷却的凉水一起被放置在具有双盖并且尺寸为133mm高和122mm直径的硬且耐热的塑料容器中。该容器中的填充高度大约为1/3，并且不应超过1/2。自动夹紧一至四个容器，然后开始摇动。所使用的频率为45Hz，并且摇动时间分别为9、17、29和60分钟。为了防止容器过热和熔化，必须在最长的摇动时间(29和60分钟)情况下的处理期间对容器执行冷却。

磁矫顽力(Hc)测量(关于参照A和Cr牌号A)

冲击处理后的效果能够使用不同的方法表征。所应用的第一种方法是在冲击处理之前和之后使用市售的设备Foerster Koerzimat CS1.096(遵循DIN IEC 50-221)对磁矫顽力(Hc)(kA/m)的变化(增加)进行无损测量。

根据之前的描述，在E处理之前使一部分刀片经受振动翻滚(VT)1.5小时，而一些刀片在OD磨削步骤之后直接经受E处理。参照刀片(参照A)和Cr刀片(Cr牌号A)二者都是以完全相同的方式经受VT和E处理。矫顽力测量中使用的设定和参数在表3中给出。磁矫顽力(Hc)测量的结果被包括在表4和5中。

表3.矫顽力(Hc)测量中使用的参数和设定

参数和设定
		K系数	20460升/m
测量时间	3秒
		磁化幅度	200kA/m
磁化时间	3秒
		退磁幅度	100％
磁化脉冲	无
		极性	正
两个位置	是
		探针	外侧
标称值	10kA/m
		形状系数	1
温度限度	5℃
		干预限度	2％
拒绝限度	5％
		标称值(Hr)	1A/m
干预限度(Hr)	0.05％
		拒绝限度(Hr)	0.1％

表4.参照A

表5.Cr牌号A

在表4和表5中：ΔHc百分比计算如下：

ΔHc＝((平均Hc(处理过的)-平均Hc(OD磨削))/平均Hc(OD磨削))×100。

对于标准翻滚工艺，6％Co牌号的Hc的增加在ΔHc上通常在0.5％至1.5％之间，并且即使进一步延长工艺时间，也不能够实现进一步增加，如在表3和4中所看到的那样，其中振动翻滚3小时后与振动翻滚1.5小时后的Hc的增加相同。为了实现更高的诱发应力，需要更多的能量，并且虽然高能翻滚工艺使Hc增加大约4％，但是在不损坏刀片的情况下进一步增加能量是困难的；然而，采用E方法，在不会损坏刀片并且在工艺时间相对较短的情况下，6％Co牌号已经达到了ΔHc值>5％，甚至>6％。

硬度测量(关于参照A和Cr牌号A)

替代地是，由高能表面处理诱发的硬化能够借助于执行维氏硬度映射来表征。沿着纵向轴线对刀片进行剖切并且使用标准程序抛光。然后，将3kg负载下的维氏压痕系统地分布在抛光的截面上。有关所应用的方法的更详细描述，参阅以下内容：

使用KB Prüftechnik公司的KB30S可编程硬度测试仪执行硬度测量，该硬度测试仪根据英国欧洲产品校准实验室发布的HV3测试块进行校准。硬度根据ISO EN6507来测量。HV3意味着3kg负载，HV5意味着5kg负载等。

HV3测量按以下方式进行：

·扫描样品的边缘。

·对硬度测试仪进行编程，以在距离边缘规定距离处制造压痕。

·将在压痕之间的距离编程为0.3mm或更大。

·在所有编程坐标处以3kg负载制造压痕。

·计算机将台面移动到每个有压痕的坐标处，并运行自动光源调整、自动对焦、并且然后自动测量每个压痕的大小。

·用户针对焦点和干扰结果的其它事项检查压痕的所有照片。

通过测量

符号之间的距离，并且然后与X轴和Y轴中给出的mm刻度相关联，能够在图中找到实际距离，该

符号标记了在图中HV3压痕的实际位置。

图2-9示出了针对参照A和Cr牌号A所作的压痕的结果的硬度图(HV3图)。

表6-7示出了在所检查的每个样品上的大约390个测量得到的硬度值中的十个测量得到的最小硬度值和十个测量得到的最大硬度值。一些样品用大约600个压痕来测量。这示出了存在一些非常坚硬的表面区域。

表6

¹在主要部分中测量得到的(表面下方4.8mm)

²在表面下方0.3mm处测量得到的

表7

¹在主要部分中测量得到的(表面下方4.8mm)

²在表面下方0.3mm处测量得到的

还计算了在采用E方法处理29分钟之后参照A和Cr牌号A的每个轮廓线的平均硬度，然后将该平均硬度绘制为每个轮廓线的位置下方的深度的函数，参见表8和图10。

表8.每个轮廓线的平均硬度(所有HV值都是在表面下方给定的距离处的)。

可以看出的是，本文中使用的高能振荡碰撞方法需要非常短的时间(从<10分钟到多达60分钟)，以产生高压缩应力和表面区域中粘结剂的硬化。虽然这种处理显著地增加了对于由于高冲击力而造成的早期失效的抵抗力，但是由于该处理位于表面上并且在表面上均匀地分布，因此这种处理还将防止在操作期间的其它类型的失效。与主要部分硬度(＝初始烧结硬度)相比，该方法还使刀片的整个表面和刀片向内的几毫米上的硬度(HV3)显著增加，并且Cr牌号比标准参照WC-Co牌号在硬度和冲击时的抗失效性上的增加更高。

还可以看出的是：虽然在处理17分钟后，表面区域的硬度已经显著增加，但是当进一步继续处理时，含Cr牌号的表面硬化上的增加显著更大。

示例5，钻头刀片的处理(Cr牌号C)

根据示例3中的描述对钻头刀片进行压制和烧结。该刀片的外径(OD)尺寸为10.0mm，并且高度为16.6mm，其中每个刀片的重量大约都为16.6g，并且都具有球形圆顶(“切削刃”)。将刀片在负形部分上碾磨，但使圆顶(切削刃)和底部部分处于烧结状态。然后，将该批刀片分开，并使用标准振动翻滚(在图和表中被标注为“VT”)处理所述刀片中的一些刀片，以移除在磨削后产生的锋利边缘。振动翻滚方法还包括在表面区域诱发少量压缩应力。在振动碾磨机中连同大量过量(30kg)的山特维克牌号10HF的硬度为大约1600HV30的硬金属翻滚介质和1升水一起来进行此振动翻滚1.5小时或3小时。

对于Cr牌号C，在25个刀片上测量磁矫顽力(Hc)，然后根据示例5中的描述对这些刀片中的20个刀片进行E处理。该E处理时间为29分钟。

Cr牌号C的Hc结果

在每个刀片上测量磁矫顽力，并且计算平均Hc以及相对于未经处理的刀片的Hc增加(单位为％)。结果在表9中示出。

表9.Cr牌号C

处理	Hc(kA/m)	ΔHc(％)	样本号
				未经处理(OD磨削)	6.92	0	25
VT 1.5小时	7.05	1.97	5
				29分钟E	7.65	10.7	10

结果示出的是：对于Cr牌号C(11重量％Co和1.1重量％Cr)，在E处理29分钟后，磁矫顽力(Hc)的增加已经非常高，大约为11％。

Cr牌号C的硬度测量

通过如示例4中所述的那样执行维氏压痕，在未经处理和已处理的Cr牌号C样品上也进行硬度测量。

除了Hc测量之外，使用与示例4中所述的程序相同的程序，在进行了29分钟的E处理后，在剖切的刀片上进行硬度映射。所获得的硬度图在图11至13中示出。这些图示出了：与主要部分硬度相比，表面硬度增加了70HV3。所述结果与特别高的测量得到的Hc增加一致。

表10示出了在所检查的每个样品上的大约390个测量得到的硬度值中的十个测量得到的最小硬度值和十个测量得到的最大硬度值。这示出的是，存在一些非常坚硬的表面区域。

表10.Cr牌号C

¹在主要部分中测量得到的(表面下方4.8mm)

²在表面下方0.3mm处测量得到的

表11分别示出了在主要部分中的、表面下方4.8mm处的和表面下方0.3mm处的计算出的平均硬度。

表11.C牌号C，每个轮廓线的平均硬度(所有HV值都是在表面下方给定的距离处的)

然后，将每个轮廓线的平均硬度绘制为每个轮廓线所处的深度的函数，参见图14。

示例6，具有6重量％的钴的材料的冲击韧性，参照A和Cr牌号A。

使用摆锤冲击测试测试在烧结状态下的参照A和Cr牌号A在振动翻滚后和E处理后的冲击韧性。摆锤测试装置的示意图在图15中示出。使用的测试程序如下：

具有半径为5.0mm并且直径为10.0mm的圆顶形刀尖的采矿刀片被牢固地安装到刀架(A)中，其中仅圆顶部分突出。在摆(B)上安装有一个坚硬的配对表面，该配对表面在图15中被描绘为摆锤头上的浅灰色区域。所用的配对表面是抛光过的硬质细晶粒硬质金属牌号的SNGN板(h＝5.00mm、1＝19.40mm、w＝19.40mm)，其具有大约1900的维氏硬度(HV30)。

当摆被释放时，该配对表面撞击样品刀尖。如果样品失效，则对于给定的初始摆角，该样品所吸收的冲击能量AE(单位为焦耳)使用等式5计算。

AE＝(m_tot*g*L*(1-cos(α)) (5)

其中m是摆锤的总质量4.22kg，g是重力常数9.81m/秒²，L是摆锤长度0.231m，并且α是以弧度表示的角度。

为了确定使样品断裂所需的能量，首先使样品受到从合适的低角度释放的摆的冲击。然后，以5度的步长步进式地增加该角度，直到样品失效为止。在每个冲击能量水平(角度)下，样品受到一次冲击。可见的裂缝或剥落被认为是样品失效。从低冲击能量水平开始的第一次测试在评估中不计为有效。在评估中所使用的以下测试中，角度从首次被观察到失效的角度降低5度，并且随后该角度以更精细的3度的步长再次增加，直到再次达到失效为止。目标结果是使得每个刀片在第二角度(冲击)下失效，然而，所述刀片中的一些刀片仅在第三次冲击时失效。这些也被计为有效结果。第一次冲击就失效的刀片未包括在该评估中。在这些测试中，每5至10次冲击就更换一次配对表面。所获得的参照A和Cr牌号A的结果作为不同表面处理的函数被示于表12和13中。

表12.参照A

表13.Cr牌号A

在表12和表13中：ΔAE(单位为百分比)计算如下：

ΔAE＝((平均AE(处理过的)-平均AE(OD磨削))/平均AE(OD磨削))*100)

其中AE是断裂时所吸收的能量。

尽管Cr牌号A在微观结构中含有M₇C析出物，但冲击韧性与标准WC-Co牌号(参照牌号A)处在相同的范围内。振动翻滚和E处理关于断裂时所吸收的能量上的增加的响应在表13中示出。与烧结且OD磨削的刀片相比以及与标准振动翻滚的刀片相比，E处理有显著提高。60分钟后，对于WC-Co牌号(参照A)，E处理的响应似乎已经达到了最大值，而对于Cr牌号A，AE仍在增加，Cr牌号A在E处理60分钟后示出了AE上的增加为363％，而相比之下，参照A的AE的增加为339％。

示例7，具有11重量％钴的材料的韧性，Cr牌号B和参照B

Cr牌号B和参照B材料(Cr牌号B和参照B两者均含有11重量％钴)的韧性使用刀片压缩测试表征，该测试是示例6中所使用的摆锤测试的替代。

将材料如下生产：

被标注为Cr牌号B的材料(含有11.0重量％Co，1.1重量％Cr和余量的WC)根据已建立的硬质合金工艺生产。将37.9kg WC、5kg Co、0.65kg Cr₃C₂和663g W的粉末在球磨机中碾磨总共13.25小时。按照FSSS所测量得到的WC粉末粒度在碾磨之前为17μm。在碾磨期间，加入15.4g C，以达到期望的碳含量。该碾磨在湿条件下进行，使用乙醇，在30升碾磨机中加入2重量％聚乙二醇(PEG8000)作为有机粘结剂(压制剂)，并且使用120kg WC-Co钢段碾磨介质。碾磨后，使浆液在N₂气氛中喷雾干燥。通过单轴压制生产生坯，并且使用Sinter-HIP在55巴的氩气压力下以1410℃将生坯烧结1小时。

被标注为参照B的无铬参照材料(含有11.0重量％Co和余量的WC)根据已建立的硬质合金工艺生产。将WC、Co和W的粉末在600升球磨机中与硬质合金碾磨体一起碾磨总共11小时。按照FSSS所测量得到的碾磨前的WC粉末粒度为11μm。该碾磨在湿条件下进行，使用92％乙醇，加入2重量％聚乙二醇(PEG8000)作为有机粘结剂。碾磨后，使浆液在N₂气氛中喷雾干燥。通过单轴压制生产生坯，并且使用Sinter-HIP在55巴的氩气压力下以1410℃将生坯烧结1小时。

所述两种材料的性能总结在下表14中。使用示例3中详细描述的改进的Jeffries方法评估平均WC粒度，其中对于Cr牌号B和参照B，放大倍数分别为1000x和2000x。

表14.参照B和Cr牌号B材料的选定性能。

*3kg负载下的维氏硬度

用如上所述的参照B和Cr牌号B将标称外径为10mm并且具有半球形顶部部分的钻头刀片压制并烧结出来。对于这两种材料中的每一种材料，来自相同批次的其中一部分刀片在烧结条件下进行测试，而另一部分刀片在使用示例4中所述的E方法处理5分钟后进行测试。除了不存在OD磨削步骤，以及较短的5分钟处理时间之外，E处理程序和操作参数与示例4中所描述的那些程序和操作参数相同，刀片的几何形状也相同。

刀片压缩(IC)测试方法涉及以恒定的位移速率在两个平面平行的硬质配对表面之间压缩钻头刀片，直到该刀片失效为止。使用基于ISO4506：2017(E)标准的“硬质金属-压缩测试”的测试夹具，该测试夹具具有硬度超过2000HV的硬质合金砧，而测试方法本身适合于岩钻刀片的韧性测试。该夹具被装配在Instron5989测试框架上。加载轴线与刀片的旋转对称轴线相同。该夹具的配对表面满足ISO4506：2017(E)标准中所要求的平行度，即：最大偏差为0.5μm/mm。这对于测试对准和结果的可重复性非常重要。将测试的刀片以恒定的、等于0.6mm/分钟的十字头位移速率加载，直至失效为止，同时记录负载-位移曲线。在测试评估之前，从测量得到的负载-位移曲线中减去测试台和测试夹具的顺应性。每种材料和处理将测试3个刀片。在每次测试之前，检查配对表面是否有损坏。刀片的失效被定义为发生在测量得到的载荷突然下降至少1000N时。随后对测试的刀片的检查证实的是：这在所有情况下都与宏观可见裂纹的发生一致。

材料韧性借助于直到断裂的总共吸收的变形能(标注为AE_IC)来表征。将每次测试的AE_IC计算为直至断裂的测量得到的负载-位移曲线下的总面积。表15示出了分别在烧结状态和E处理5分钟后的参照B和Cr牌号B材料获得的AE_IC的平均值。处理后的吸收能量上的平均的百分比增加量ΔAE_IC也被包括在表中。该增加量由吸收能量值的平均值计算得出，如下：

ΔAE_IC＝((AE_IC处理的-AE _IC烧结的)/AE _IC烧结的)*100

表15.刀片压缩测试中的吸收能量。

材料	参照B	Cr牌号B
			AE<sub>IC</sub>(烧结的)(J)	2.19	1.55
AE<sub>IC</sub>(E方法处理5分钟)(J)	11.16	9.61
			ΔAE<sub>IC</sub>(％)	410	520

从测试结果能够看出的是，即使5分钟的较短的E方法处理时间也会导致吸收能量的急剧增加。尽管所述两种材料的钴含量相等，但与无铬的参照B获得的410％相比，含铬的Cr牌号B的ΔAE_IC为520％，处理的效果明显更显著。

示例8，耐磨损测试

根据示例1、2和3的岩石钻头刀片(

外径，球形前部)在耐磨损测试中进行测试，其中样品刀尖在车削操作中顶靠旋转花岗岩柱配对表面上被磨损。使用的测试参数如下：对每个刀片施加200N的负载、花岗岩柱的rpm＝230、柱周围范围为44cm至45cm、并且水平进刀速率为0.339mm/转。每次测试中的滑动距离恒定在150米，并且样品通过连续的水流进行冷却。在测试之前和之后，对每个样品进行仔细称重。在150米滑动距离后，评估每种材料的一至两个样品的质量损失。从所测量得到的质量损失和样品密度计算出的对于每种测试材料和不同表面处理的样品体积损失被列于表16中。

耐磨损测试结果清楚地示出，与参照材料参照A相比，尽管参照A具有较高的主要部分硬度，以及较小的烧结WC粒度，但是根据本发明的Cr牌号A材料的耐磨性显著提高。对于已经经受E方法表面处理29分钟的刀片，观察到耐磨性上的进一步改善。

表16.耐磨损测试中所测量得到的样品磨损的结果。

示例9，湿的地下顶锤应用测试的结果

根据示例1和2中的描述制造直径为11mm和13mm且具有球形圆顶几何形状的参照A和Cr A刀片。磨削所有刀片的外径，然后将每个牌号的批次分成两部分。对所述刀片的一半刀片根据标准程序进行低能后处理(LE)，以实现大约1％的Hc增加，并且对所述刀片的另一半刀片进行高能后处理(HE)，以实现3％至4％的Hc增加。虽然HE处理是比振动翻滚更剧烈的处理，但不像在先前的一些示例中所使用的E方法那样剧烈。该示例中的限制在于：所使用的商用离心翻滚设备“ERBA Turbo120”中能达到的最大冲击频率和能量范围。因此，虽然该示例中所使用的HE处理与示例4中所描述的E方法不同，但是该HE处理是一种替代的高能处理方法。以完全相同的方式对参照A和CrA执行LE处理和HE处理。该LE处理是通过这样的方式执行的：在具有650mm直径的旋转盘的120升的机器中，与150kg翻滚介质以及作为冷却介质的水一起以160RPM离心翻滚30分钟。该HE处理是通过这样的方式执行的：在具有650mm直径的旋转盘的120升的机器中，与150kg翻滚介质以及作为冷却介质的水一起以240RPM离心翻滚80分钟加上在升速(ramping)期间分别以190rpm和220rpm保持10分钟时间。在LE和HE两者中的翻滚介质由山特维克牌号H10F的硬质合金体构成，其形状接近直径为7mm的球形球。

在所述后处理之前和之后，在8至10个随机刀片上测量矫顽力Hc，并计算平均值。在表17中找出了用于在钻头的周边(保径)位置上使用的13mm刀片的这些平均值。

对每个变体的一个刀片如示例4中所述的那样进行剖切、抛光和HV3映射，并且在表18中示出结果。

表17

表18.每个轮廓线的平均硬度(所有HV值都是在表面下方给定的距离处的)

将使用不同的硬质合金牌号和处理而制成的刀片安装到76mm钻头中。在瑞典中部的一个地下矿井中的顶锤应用中生产并测试了五钻头/变体。岩石条件大多被分类为非常坚硬且非常具有磨蚀性。在开始钻凿之前，仔细测量并记录每个钻头的最大直径，并且钻头的初始直径为大约78mm。开始钻凿，并且将每个钻头使用直到刀片过钝并且穿透速率下降为止。然后，测量并记录钻头的最大直径，在这之后，重新磨削/重新锐化钻头上的刀片，再次测量最大直径，并且继续钻凿直至穿透速率下降为止。重复相同的程序，直到钻头的最大直径等于或小于72mm为止。测试结果被评估为总的钻凿米数/变体、钻凿的平均磨损、刀片破损的钻头的数目以及由于刀片失效而磨损掉或取出的钻头的数目，如表19中所示。

表19.现场测试的结果

¹钻头直径<72mm

²刀片失效

结果清楚示出的是：即使在相对温和的HE处理下，CrA+HE也具有最佳的耐磨性、最长的钻头寿命，并且没有观察到由于刀片破损而导致的过早失效。通过将含Cr牌号与HE处理相结合，能够利用材料的全部潜力，并且HE处理还进一步增加了耐磨性。

示例10，干燥的露天采矿顶锤应用测试的结果。

根据示例1和2中的描述制造直径为12mm和13mm且具有球形圆顶几何形状的参照A和CrA刀片。然后，将每个牌号的批次分成两部分，并且对所述刀片的一半刀片根据标准程序进行低能后处理(LE)，以实现大约1％的Hc增加，而对所述刀片的另一半刀片进行高能后处理(HE)，以实现3％至4％的Hc增加。虽然HE处理是比振动翻滚更剧烈的处理，但不像在先前的一些示例中所使用的E方法那样剧烈。该示例中的限制在于：所使用的商用离心翻滚设备“ERBA Turbo120”中能达到的最大冲击频率和能量范围。因此，虽然该示例中所使用的HE处理与示例4中所描述的E方法不同，但是该HE处理是一种替代的高能处理方法。以完全相同的方式对参照A和CrA执行LE和HE处理。该LE处理是通过这样的方式执行的：在具有650mm直径的旋转盘的120升的机器中，与150kg翻滚介质以及作为冷却介质的水一起以160RPM离心翻滚30分钟。该HE处理是通过这样的方式执行的：在具有650mm直径的旋转盘的120升的机器中，与150kg翻滚介质以及作为冷却介质的水一起以260RPM离心翻滚80分钟。在LE和HE两者中的翻滚介质都由山特维克牌号H10F的硬质合金体构成，其形状接近直径为7mm的球形球。该HE工艺还包括在160rpm下2分钟的升速步骤、在190rpm下5分钟的升速步骤、在210rpm下10分钟的升速步骤和在240rpm下10分钟的升速步骤，以在达到最大rpm之前获得稳定的翻滚工艺。

在后处理之前和之后，在8至10个随机刀片上测量矫顽力Hc，并计算平均值。在表20中找出了用于在89mm钻头的周边(保径)位置上使用的13mm刀片的这些平均值。

对每个变体的一个刀片如示例4中所述的那样进行剖切、抛光和HV3映射，并且在表21中示出结果。

表20.

*虽然由于烧结炉和烧结批次之间的细微差别，CrA的Hc比示例2和示例9中的Hc低，但这是在牌号的正常变化范围内的。

表21.每个轮廓线的平均硬度(所有HV值都是在表面下方给定的距离处的)

将通过不同硬质合金牌号和处理而制成的刀片安装到钻头中，在瑞典北部的一个露天矿场的顶锤应用中生产并测试了5个钻头/变体。岩石条件大多被分类为硬质的且具有中度磨蚀性。在开始钻凿之前，仔细测量每个钻头的最大直径(～92mm)并进行记录。开始钻凿，并且将每个钻头使用值到刀片过钝并且穿透速率下降为止。然后，测量所述钻头的最大直径，并且在这之后，重新磨削刀片，再次测量最大直径，并且重复相同的步骤，直到钻头的直径等于或低于85mm为止。在表22中示出的测试结果被评估为总的钻凿米数、钻凿的平均磨损、刀片失效的钻头的数目以及直到工作到钻头的寿命终止(被磨损至最小直径或由于刀片失效)的钻头的总数目。

表22.现场测试的结果

¹钻头直径<85mm

²刀片失效

在该测试中，清楚地示出了将含Cr牌号与HE处理相结合的益处，这是因为对于CrA+LE，由于刀片破损而导致的钻头失效的数目是五分之二，而对于CrA+HE，与刀片破损相关的失效的数目是零。当不使用高能后处理时，过早的刀片失效降低了完全受益于CrA材料的增加的耐磨性的可能性。

Claims

1.一种由硬质合金制成的岩钻刀片，所述岩钻刀片包括：在包括Co的粘结剂相中的由碳化钨(WC)构成的硬质成分，其中所述硬质合金包括

4至18质量％的Co，和

余量的WC和不可避免的杂质，

其特征在于

所述硬质合金还包括Cr，所述Cr的量使得Cr/Co质量比为0.04至0.19，在所述岩钻刀片的表面的任何点处的硬度与主要部分的硬度之间的差异为至少40HV3，所述硬度是根据ISOEN6507标准测得的，所述主要部分是指所述岩钻刀片的中心的硬质合金；以及

所述岩钻刀片的Co含量在整个岩钻刀片中大致相等，并且所述岩钻刀片已经受高能振荡碰撞工艺。

2.根据权利要求1所述的岩钻刀片，其特征在于，在所述岩钻刀片的表面的任何点处的硬度与主要部分的硬度之间的差异为至少60HV3。

3.根据权利要求1至2中的任一项所述的岩钻刀片，其特征在于，在所述岩钻刀片的表面下方0.3mm处的任何点处的硬度与在所述岩钻刀片的表面下方1mm处的硬度之间的差异为至少20HV3。

4.根据权利要求1至2中的任一项所述的岩钻刀片，其特征在于，在所述岩钻刀片的表面下方0.3mm处的平均硬度与在所述岩钻刀片的表面下方1mm处的平均硬度之间的差异为至少30HV3。

5.根据权利要求1至2中的任一项所述的岩钻刀片，其特征在于，在所述岩钻刀片的表面下方0.3mm处的平均硬度与在所述岩钻刀片的主要部分中的平均硬度之间的差异为至少50HV3。

6.根据权利要求1至2中的任一项所述的岩钻刀片，其特征在于，所述硬质合金的WC粒度平均值大于1μm均但小于18μm。

7.根据权利要求1至2中的任一项所述的岩钻刀片，其特征在于，所述硬质合金的WC粒度平均值大于1.5μm但小于10μm。

8.根据权利要求1至2中的任一项所述的岩钻刀片，其特征在于，所述硬质合金包括5至12质量％的Co。

9.根据权利要求1至2中的任一项所述的岩钻刀片，其特征在于，所述硬质合金中的所述Cr/Co质量比为0.075至0.15。

10.根据权利要求1至2中的任一项所述的岩钻刀片，其特征在于，所述硬质合金中的所述Cr/Co质量比为0.085至0.12。

11.根据权利要求1至2中的任一项所述的岩钻刀片，其特征在于，所述硬质合金的硬度不大于1700HV3。

12.根据权利要求1至2中的任一项所述的岩钻刀片，其特征在于，所述硬质合金具有这样的百分数差ΔHc₂₁：所述ΔHc₂₁是在所述岩钻刀片的磁矫顽力Hc₂与所述岩钻刀片的热处理过的内部部分的磁矫顽力Hc₁之间的百分数差，ΔHc₂₁＝(Hc₂-Hc₁)/Hc₁*100，比率ΔHc₂₁/Co>0.6，其中矫顽力Hc的单位为kA/m，ΔHc₂₁的单位为％，并且钴含量Co的单位为重量％。

13.一种岩钻钻头主体，所述岩钻钻头主体包括一个或多个已安装的根据权利要求1至12中的任一项所述的岩钻刀片。