JP2021519385A - 削岩機インサート - Google Patents
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Abstract
Description
湿潤穿孔条件における摩耗を低減する改善された耐腐食性を有するという意味において、先行技術の超硬合金のインサートと比較して、改善された削岩機インサートを提示することが、本発明の目的である。さらに、超硬合金は、使用時に受けることになる繰り返される衝撃負荷に耐える、許容可能な硬さと延性とを有しなければならない。言い換えれば、超硬合金は脆すぎてはならない。加えて、早期の損傷および曲げ負荷による破損を低減させる、上昇した耐摩耗性と上昇した衝撃靭性との両方を有する、削岩機インサートを提示することが目的である。加えて、コバルトが部分的にまたは完全に置き換えられたバインダー相を有し、削岩における良好な技術性能を有する削岩機インサートを提示することが目的である。
「バルク」という用語は、本明細書において、削岩機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。
用いる第1の材料として、5.6重量%のNiおよび残りのWCによる超硬合金材料を、確立された超硬合金プロセスによって作製した。WC、Ni、およびWの粉末を、超硬合金粉砕体とともにボールミルにおいて粉砕した。FSSSとして測定したWC粉末の粒子サイズは、粉砕前は5〜8μmであった。有機バインダーとして2重量%のポリエチレングリコール(PEG 8000)を添加した92%エタノールを用いて、湿潤条件において粉砕を行った。粉砕後、N2雰囲気においてスラリーを噴霧乾燥させた。所望の形状のグリーン体を一軸加圧成形により生成し、55barのアルゴン圧中、1500℃において1時間、Sinter−HIPを用いることによって焼結した。
用いる第2の材料として、4.9重量%のNi、0.5重量%のCr、および残りのWCによる超硬合金材料を、確立された超硬合金プロセスによって作製した。WC、Ni、Cr3C2、およびWの粉末を、ボールミルにおいて粉砕した。FSSSとして測定したWC粉末の粒子サイズは、粉砕前は5〜8μmであった。有機バインダー(圧縮剤)として2重量%のポリエチレングリコール(PEG 8000)を添加したエタノールおよび超硬合金粉砕体を用いて、湿潤条件において粉砕を行った。粉砕後、N2雰囲気においてスラリーを噴霧乾燥させた。所望の形状のグリーン体を一軸加圧成形により生成し、55barのAr圧中、1500℃において1時間、Sinter−HIPを用いることによって焼結した。
例1〜2による焼結材料(試料1および試料2)の平均WC粒子サイズは、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、柔らかい布上の1μmダイヤモンドペーストによって磨いた後、村上溶液によってエッチングすることによって行った。SEM顕微鏡写真は、15kVの加速電圧および10mmの作動距離において反射電子検出器(BSE)を用いて得た。用いた倍率は、材料の試料1については3000倍、試料2については4000倍であった。
式中、
d=平均WC粒子サイズ(μm)
L1、L2=フレームの辺の長さ(mm)
M=倍率
Lスケールmm=mmにおいて測定した、顕微鏡写真上のスケールバーの長さ
Lスケールマイクロ=倍率に対するスケールバーの実際の長さ(μm)
n1=全体がフレーム内の粒子数
n2=フレームの境界線が交差している粒子数
重量%Co=重量%における既知のコバルト含有量
例1および2のそれぞれにおける記載による材料から、穿孔ビットインサートを作製した。両インサートは、それぞれおよそ16.6gの重量で、外径(OD)10.0mmおよび高さ16.6mmのサイズを有し、球形ドーム(「刃先」)を有していた。インサートは、凹部を研磨したが、ドームおよび底部は焼結したままの条件で残した。インサートのうちのいくつかは、高エネルギー振動衝突法と記載するのが最もよい、以後E法と呼ぶ方法を用いて処理した。用いた機器は、40kgの最大負荷および65Hzの最大振盪周波数を有する、商標Corob(商標)Simple Shake 90という市販の塗料振盪機である。E法は、インサート、またはインサートとタンブリング媒体との組み合わせを充填した密閉容器の高速振動運動をベースとし、容器は、45Hzの振盪周波数において、典型的には最大8.8gの加速度ピークを繰り返し受け、ここでg=9.81m/s2である。振動運動は、数cmの振幅で主にz軸、すなわち垂直軸に沿って生じ、より小さい強度で、水平面におけるy軸に沿った同時の運動が生じる。運動中の容器の壁との衝突、およびそれに続く他のインサートおよびタンブリング媒体との衝突によって、インサートを動かす。高頻度の速さベクトルの反転(すなわち、動きの方向の頻繁な急変)は、単位時間あたり、多数の高エネルギーのインサートの衝突をもたらす。このE法の特性によって、非常に短い処理時間の後に早くも、処理したインサートにおける所望の効果を得ることを可能にする。
例1および2のそれぞれにおける記載によって、さらなる穿孔ビットインサートを作製した。両インサートは、それぞれおよそ4.8gの重量で、外径(OD)7.3mmおよび高さ9.8mmのサイズを有し、球形ドーム(「刃先」)を有していた。インサートは、凹部を研磨したが、ドームおよび底部は焼結したままの条件で残した。インサートのうちのいくつかは、振盪時間が9分であったことを除いて、例3に記載した「E法」を用いて処理した。
高エネルギー表面処理によって誘導される硬化は、ビッカース硬さマッピングを実行することによって特徴付けをすることができる。長手方向軸に沿ってインサートを切断し、標準の手順を用いて磨く。次いで、3kg負荷におけるビッカース押込みを、磨いた断面にわたって系統的に分配する。適用した方法のより詳細な記載については、下記を参照されたい。
・試料の縁部を走査する。
・硬さ試験機を、縁部まで規定の距離に押込みを作製するようにプログラムする。
・押込み同士の間の距離を、0.3mm以上にプログラムする。
・プログラムしたすべての座標において、3kg負荷による押込みをする。
・コンピュータがステージを、押込みを有する各座標に移動させ、自動調節光、自動焦点合わせを実行し、次いで各押込みのサイズを自動測定する。
・使用者は、焦点および結果を乱す他の事項について、すべての押込みの写真を検査する。
図においてHV3押込みの実際の位置を記す「<>」符号同士の間の距離を測定し、次いでX軸およびY軸に与えられたmmスケールと相関させることによって、実際の距離を図において見出すことができる。
焼結したままの状態およびそれに続くE処理における、試料1および試料2(例3による)の穿孔ビットインサートの衝撃靭性を、振り子型ハンマ衝撃試験を用いて試験した。振り子型ハンマ試験の組み立ての模式図を、図10に示す。用いた試験手順は、次の通りである。
AE=(mtot×g×L×(1−cos(α)) (5)
式中、mは振り子型ハンマの合計質量4.22kgであり、gは重力定数9.81m/s2であり、Lは振り子型ハンマの長さ0.231mであり、αはラジアンでの角度である。
ΔAE=((平均AE(処理済)−平均AE(OD研磨))/平均AE(OD研磨))×100)
として計算し、式中、AEは、破断時に吸収されたエネルギーである。
試料1および試料2の穿孔ビットインサート(例4によって作製)の靭性を、インサート圧縮試験を用いて特徴付けしたが、これは、例6において用いた振り子型ハンマ試験の代替である。
ΔAEIC=((AEIC処理後−AEIC焼結したまま)/AEIC焼結したまま)×100
として、吸収エネルギー値の平均から計算した。
焼結したままの状態およびE処理後における、例3による試料1および試料2の穿孔ビットインサート(φ10mmOD、球形の前面)を、摩擦摩耗試験において試験したが、ここで、試料の先端を、旋削動作中の回転花崗岩ログ対向表面に対して摩耗させる。用いた試験パラメータは、次の通りであった。各インサートに200Nの負荷を適用、花崗岩ログのrpm=280、ログの円周は44〜45cmの範囲、および0.339mm/回転の水平送り速度。各試験における摺動距離は150mで一定であり、試料は水の連続流によって冷却した。試験の前および後に、各試料を注意深く秤量した。材料毎に1つ〜2つの試料の質量減少を、150mの摺動距離の後に評価した。試験した材料および異なる表面処理のそれぞれについて、測定した質量減少と試料密度とから計算した試料の体積減少を、表7に提示する。
Claims (15)
- Ni−CrまたはNi−Co−Crのバインダー相中のタングステンカーバイド(WC)の硬質構成要素、および残りのWC、および避けられない不純物を含む超硬合金から作製された削岩機インサートであって、超硬合金が3.5〜18重量%のバインダー相を含み、バインダー相が0重量%超のNiを含み、質量比Cr/(Ni+Co)が0.02〜0.19であり、削岩機インサートの表面のある点の深さ0.3mmにおける硬さと、削岩機インサートのバルクの最小硬さとの差が、少なくとも30HV3である、削岩機インサート。
- 削岩機インサートのある点の表面下深さ0.3mmにおける硬さと、表面下1mmにおける硬さとの差が、少なくとも20HV3であることを特徴とする、請求項1に記載の削岩機インサート。
- 削岩機インサートの表面下0.3mmにおける平均硬さと、削岩機インサートのバルクの平均硬さとの差が、少なくとも20HV3であることを特徴とする、請求項1または2に記載の削岩機インサート。
- 削岩機インサートの表面下0.3mmにおける平均硬さと、表面下1mmにおける平均硬さとの差が、少なくとも15HV3であることを特徴とする、請求項1から3のいずれか一項に記載の削岩機インサート。
- 削岩機インサートの任意の点の表面下深さ0.3mmにおける硬さと、削岩機インサートのバルクの最小硬さとの差が、少なくとも20HV3であることを特徴とする、請求項1から4のいずれか一項に記載の削岩機インサート。
- 削岩機インサートの任意の点の表面下0.3mmの硬さと、削岩機インサートの表面下1mmにおける硬さとの差が、少なくとも15HV3であることを特徴とする、請求項1から5のいずれか一項に記載の削岩機インサート。
- 超硬合金のWC粒子サイズ平均値が、1μm超であるが18μm未満であることを特徴とする、請求項1から6のいずれか一項に記載の削岩機インサート。
- 超硬合金が、4〜12重量%のバインダー相を含むことを特徴とする、請求項1から7のいずれか一項に記載の削岩機インサート。
- Ni−Co−Crのバインダー相が、25重量%超のNiを含むことを特徴とする、請求項1から8のいずれか一項に記載の削岩機インサート。
- Ni−Co−Crのバインダー相が、50重量%超のNiを含むことを特徴とする、請求項1から9のいずれか一項に記載の削岩機インサート。
- バインダー相が、Ni−Crのバインダー相であることを特徴とする、請求項1から8のいずれか一項に記載の削岩機インサート。
- 超硬合金中の質量比Cr/(Ni+Co)が、0.04〜0.19であることを特徴とする、請求項1から11のいずれか一項に記載の削岩機インサート。
- 超硬合金中の質量比Cr/(Ni+Co)が、0.085〜0.15であることを特徴とする、請求項1から12のいずれか一項に記載の削岩機インサート。
- 前記超硬合金が、1700HV3以下の硬さを有することを特徴とする、請求項1から13のいずれか一項に記載の削岩機インサート。
- 請求項1から14のいずれか一項に記載の1つまたは複数の取り付け型削岩機インサートを含む、削岩機ビットボディ。
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