Procédé améliorant la résistance à la corrosion de métaux qui sont soumis à une contrainte et objets ainsi améliorés La présente invention a pour objet un procédé de traitement d'un métal, notamment de l'acier, pour amé liorer la résistance à la corrosion de ce métal lorsqu'il est soumis à une contrainte et une application de ce pro cédé à des tubes destinés au pompage du pétrole.
La corrosion se produit pendant l'application de contraintes appliquées extérieurement et également dans des situations dans lesquelles aucune contrainte exté rieure n'est appliquée. Quand elles sont appliquées, les contraintes extérieures peuvent être continues ou inter mittentes et peuvent varier en intensité.
L'acier et d'autres métaux jouent un rôle important dans la production, le raffinage et le traitement du pétrole. De nombreuses applications de métaux dans l'industrie du pétrole impliquent des milieux corrosifs. Ceci est particulièrement vrai pour la production de pétrole brut où l'on rencontre des milieux qui contien nent des saumures, c'est-à-dire divers halogénures métalliques et en particulier du chlorure de sodium; des composés contenant du soufre tels que de l'hydrogène sulfuré; de l'anhydride carbonique, des acides organi ques et d'autres substances corrosives. Souvent ces sub stances corrosives existent dans le pétrole brut, ou dans le cas contraire sont présentes dans les couches qui sont voisines des zones productrices de pétrole.
Les problè mes de corrosion ainsi que la lutte contre ces problèmes présentent une importance particulière pour la fabrica tion des tubages de revêtements de puits et tiges de fora- tion ou tubages de manoeuvre qui sont employés pour relier la surface du sol et les couches pétrolifères, ainsi que pour les fabricants de tiges d'aspiration ou tiges de pompage pour puits de pétrole qui sont employées en liaison avec des pompes effectuant l'extraction du pétrole brut dans les tubages de puits.
Ces tiges de pom page sont des tiges d'acier qui se font en diamètres variés, qui ont habituellement de 8 à 10 mètres de long, qui sont munies de filetages ou d'autres dispositifs d'ac couplement à chaque bout de façon qu'on puisse accou pler les tiges ensemble pour former un train de tiges d'une longueur suffisante pour aller depuis le dispositif d'entraînement de la pompe qui est installé au-dessus du sol jusqu'à la pompe d'extraction du puits de pétrole qui est placée au fond du puits au voisinage de la couche pétrolifère.
Les tiges de pompage sont habituellement faites en acier au carbone ou acier faiblement allié et sont mises en service sans aucun traitement spécial autre qu'un traitement thermique tel qu'un traitement de normalisa tion ou de revenu. On reconnaît que des surfaces portant des battitures sont indésirables et certains des fabricants traitent ces tiges pour enlever les battitures par un trai tement à la flamme, ou plus communément par sablage ou grenaillage.
II y a cinquante ans et plus qu'on met en oeuvre ces divers procédés pour enlever les battitures. En général ces procédés réussissent à enlever la plus grande partie des battitures mais non la totalité.
Actuellement la vie probable de tiges de pompage est relativement courte et dans des milieux très corrosifs tels que ceux qui contiennent de grandes quantités d'hydrogène sulfuré, elles peuvent périr en très peu de mois ou même moins. Des mises hors service se produi sent également très fréquemment dans les services où il y a des contraintes très élevées exercées pendant le pompage sur les tiges de pompage. Bien qu'ils ne soient pas soumis aux contraintes appliquées extérieurement comme c'est le cas pour les tiges de pompage, les tuba ges de revêtement et les tubages de manoeuvre ont dans les milieux corrosifs une vie beaucoup plus courte qu'ils n'auraient en l'absence de substances corrosives.
Le procédé, objet de l'invention, est caractérisé par le fait qu'il consiste à écroûter la surface du métal par un traitement mécanique en enlevant pratiquement la tota lité des couches superficielles présentant des défauts d'oxyde et des surfaces décarburées, et à provoquer ensuite l'apparition de contraintes de compression dans lesdits métaux par un travail à froid de surface.
Ces buts de la présente invention ainsi que d'autres, apparaîtront plus facilement d'après la lecture de la description suivante.
En gros on parvient aux buts exposés plus haut en fournissant des produits métalliques dont pratiquement toutes les couches présentant des défauts d'oxyde et des surfaces décarburées ont été enlevées de la surface du métal par un traitement mécanique et dans lesquelles la surface a été ensuite soumise à un traitement de surface à froid pour créer des contraintes de compression à la' surface du métal. Les couches superficielles présentant des défauts ,d'oxyde et des surfaces décarburées sont les couches qui se forment habituellement sur le métal pen dant la fabrication ou pendant le traitement thermique ultérieur.
Dans un de ses aspects, l'invention vise des tiges de pompage perfectionnées et leur procédé de préparation. Dans un autre de ses aspects, l'invention vise des pièces tubulaires et leur procédé de préparation, telles que des tiges de foration employées pour la foration de puits et en particulier de puits pour la production d'hydrocarbures; des tubages tubulaires, employés dans les puits pour maintenir les couches souterraines et par lesquels on peut effectuer la production de produits pétroliers; des tubages de production, qui peuvent être disposés à l'intérieur du tubage de revêtement du puits pour mettre en production un certain nombre de cou ches;
et des conduites en tuyaux qui sont employées pour le déplacement du pétrole au-dessus de la surface de la terre, par exemple dans des installations de regrou pement.
Bien qu'on comprenne que les stades individuels d'enlèvement des oxydes de surface et des couches décarburées des métaux par un traitement mécanique et par un travail à froid de la surface des métaux soient tous deux des procédés très anciennement connus dans la technique, on a reconnu d'une manière inattendue que la combinaison de ces deux traitements fournit une sur face qui possède une résistance à la corrosion de con trainte sensiblement supérieure à celle d'une surface métallique ordinaire.
Cette découverte est particulière ment inattendue quand on considère que la corrosion de contrainte et particulièrement celle qui se produit dans un milieu d'hydrogène sulfuré était considérée par beau coup comme aggravée par les contraintes introduites dans la surface des métaux par exemple par travail à froid de la surface. En outre, on ne s'attendait pas à ce que le décapage ou écroûtage des couches d'oxyde métal lique et des couches décarburées afin d'exposer la sur face de métal nu fournisse un matériau possédant une résistance améliorée à la corrosion de contrainte.
Cependant, comme on l'a indiqué, la combinaison de ces deux opérations a fourni d'une manière inattendue une amélioration très importante de la résistance à la corro sion.
Dans la mise en oeuvre du procédé de la présente invention, le procédé d'écroûtage grâce auquel on enlève les couches présentant tes défauts d'oxyde et les couches décarburées peut s'effectuer par n'importe quel moyen mécanique, par exemple par une opération de coupe ou d'usinage, par fraisage, par meulage ou par n'importe quelle autre opération mécanique qui assure un enlève ment pratiquement total des couches d'oxyde et des cou ches décarburées et qui, dans le cas de tiges de pompage ou de tubages de revêtement de puits, ait de préférence pour résultat un produit d'une section transversale sen siblement uniforme.
Ce procédé d'enlèvement de métal comprend généralement une opération jusqu'à une pro fondeur allant de 0,0508 à 0,254 mm environ et de pré férence non supérieure à environ 0,38 mm. On peut effectuer l'examen du métal pour vérifier que l'enlève- ment des couches d'oxyde et des couches décarburées a été effectif, soit visuellement soit avec un dispositif approprié d'exploration dans le cas d'un fonctionnement industriel continu.
Le second stade du procédé à savoir le travail à froid de surface, est effectué d'une manière telle qu'il confère des contraintes de compression, de préférence d'une nature sensiblement uniforme, à la surface du métal. Ces contraintes peuvent être obtenues d'une quel conque des manières classiques en employant soit un outillage à effet constant soit un outillage à effet d'im pact tel que le sablage ou grenaillage, le laminage à froid, l'étirage à froid et l'estampage. Le travail à froid de surface peut produire des contraintes de tension aussi bien que des contraintes de compression et c'est pour quoi il est important que le travail à froid soit exécuté d'une manière telle qu'il garantisse les contraintes de compression désirées.
Le travail à froid de surface peut être employé-à des degrés variés selon le métal particu lier impliqué. Généralement il est effectué d'une manière telle qu'il donne des couches de surface travaillées à froid ayant une profondeur variant depuis environ 0,0254 mm jusqu'à une valeur aussi élevée que 0,508 mm ou davantage. Les contraintes de compression impliquées s'étageront en intensité depuis une valeur aussi faible que 7 kgicm2 jusqu'à une valeur aussi élevée que 3500 kg/cm2 ou davantage.
Le procédé de production de couches de surface tra vaillées à froid implique une réduction d'épaisseur du matériau soumis au traitement, réduction qui diffère en grandeur de la profondeur du travail à froid. Habituelle ment, la réduction d'épaisseur exprimée sous forme de réduction de diamètre est d'environ 0,25 à 0,45 fois la profondeur de travail à froid. La relation existant entre la réduction de diamètre et de profondeur de travail à froid pour :de l'acier correspondant à la référence A.1. S.1. 1036 est représentée sur la fig. 1 des dessins.
Bien que le procédé de traitement tel qu'il est décrit dans ce texte soit désigné sous le nom de travail à froid , ce traitement peut être effectué dans un intervalle de températures qui peut être inférieur à la température atmosphérique (par exemple -29 C ou -34 C ou même moins) ou s'étendant vers le haut, pour des aciers jusqu'à des températures pouvant s'élever à environ 510 C. La température de laminage à froid telle qu'elle est définie dans le texte est la température à laquelle on commence le traitement de surface, par exemple le lami nage à froid à pression atmosphérique indique qu'il n'y a pas de réchauffage ou de refroidissement de la pièce à travailler avant le laminage à froid.
Pendant l'opération de laminage à froid, bien sûr, il se produit de la chaleur en raison du travail que l'on fait subir au métal, ce qui a immédiatement pour résultat une augmentation de la température de la pièce que l'on travaille. En tous cas, les actions :de travail à froid déstinées dans ce texte con cernent des températures qui n'entraînent pas accessoi rement un effet de recuit et/ou de grossissement de grain appréciable mais qui laisse les grains dans une condition sous contrainte. La pression employée pendant le travail à froid dépendra du type de moyen auquel on recourt pour effectuer ce traitement ainsi que de la profondeur et de la rapidité de l'opération de travail à froid.
La pression n'est pas critique et on peut employer toute intensité de pression nécessaire pour effectuer le travail à froid.
Les aciers sont les principaux métaux de construc- tion employés dans l'industrie du pétrole, et pour cette raison l'invention s'applique particulièrement aux métaux ferreux et particulièrement aux aciers. D'une manière préférable, l'invention vise des aciers non aus- ténitiques, c'est-à-dire des aciers ayant une structure perlitique ou ferritique. En plus des aciers, l'invention peut également être adaptée à d'autres métaux et à des combinaisons de métal, c'est-à-dire à des alliages qui au cours de leur préparation ou de leur traitement présen tent des couches de surface ayant des défauts d'oxyde et des couches décarburées.
On peut citer quelques exem ples d'autres métaux et alliages rentrant dans la portée de l'invention ceux qui comprennent le métal monel-K, le nickel, le cuivre, l'aluminium, le cobalt, le titane, le zirconium, le vanadium, le fer, le rhodium, le platine et les métaux analogues.
Les tiges de pompage sont normalement préparées à partir de barres massives et pour cette raison les amélio rations visées par la présente invention s'effectuent sur la surface externe de ces tiges de pompage. Il est néan moins possible que pour certains services une tige de pompage creuse soit désirable, par exemple quand on désire introduire un inhibiteur de corrosion ou quelqu'- autre matériau dans un puits de pompage. Dans ce cas, on envisage que le procédé de l'invention puisse égale ment être adapté à la surface intérieure par l'emploi de moyens d'enlèvement de métal mécanique approprié, et de moyens d'effectuer le travail à froid de la surface afin d'appliquer les contraintes de compression désirées.
Dans le cas d'articles tubulaires de puits de pétrole (tiges de foration, tubages de revêtement, tubages de produc tion, conduites de transport, etc. etc... ) on peut appli quer le procédé de l'invention soit à la surface exté rieure, soit à la surface intérieure du métal soit aux deux si on le désire.
On présente les exemples suivants pour illustrer la présente invention.
<I>Exemple 1</I> On a découpé à partir d'une tige de pompage Axel- son 60 de 19,05 mm trente échantillons à soumettre à l'essai. La tige de pompage Axelson 60 est une tige entièrement normalisée faite d'acier A. I. S. I. 1036. (cet acier est désigné sur le tableau I sous le nom de tige A). A l'aide d'un tour on a tourné les échantillons pour les ramener à un diamètre d'approximativement 12,7 mm. On a fait au milieu de chaque échantillon une section de calibrage ayant un rayon de courbure de 12,7 mm et une épaisseur minimum de 0,762 mm.
On a sablé circonférenciellement les trente échantil lons à essayer avec du papier de verre No 1 jusqu'à ce qu'on ait enlevé toutes les marques d'outils. Puis on les a normalisés dans un four de laboratoire. On les a chauf fés à une température de 500 C pendant 1 heure et ensuite on les a laissé se refroidir dans l'air. Ce traite ment de surface a laissé sur les échantillons une couche écailleuse noire d'oxyde (Feg04).
Après normalisation des échantillons, on a essayé six d'entre eux sur des machines d'essai de fatigue à poutre tournante R. R. Moore à environ 1725 tours par minute sans modifier le revêtement d'oxyde noir. On trouve les résultats de cet essai sur la fig. 2 sur la courbe (A).
Les vingt-quatre échantillons restants ont été sablés circonférenciellement avec de la toile éméri No 1 jusqu'à ce que l'on ait enlevé le matériau d'écaille décarburé (on a examiné chaque échantillon avec un microscope faible pouvoir grossissant pour s'assurer que l'on avait enlevé les écailles et le matériau décarburé). On a alors soumis huit de ces échantillons à l'essai dans les machines d'es sai de fatigue et les résultats obtenus figurent sur la fig. 2 sur la courbe (B).
On a travaillé à froid six des échantillons restants avec des billes de 12,7 mm de diamètre. On faisait tour ner les billes autour du centre de la section calibrée de l'échantillon. En utilisant un cône effilé, on forçait les billes dans l'échantillon à mesure qu'elles tournaient. Les échantillons étaient travaillés à froid jusqu'à ce que leur diamètre ait été réduit de 0,254 mm. Ceci a donné un ruban travaillé à froid ayant environ 2,38 mm de lar geur. Quand on a soumis aux essais ces échantillons dans les machines à essai de fatigue, on a observé une performance améliorée, mais tous les échantillons se sont rompus à l'extérieur de la zone travaillée à froid dans une section de diamètre plus grand (la contrainte est inversement proportionnelle au diamètre).
Les résul tats de ces essais figurent sur le tableau I.
On a mesuré au microscope que la profondeur du travail à froid était d'environ 0,508 mm.
On a travaillé à froid les dix échantillons restants avec des billes de 25,4 mm pour donner un ruban tra vaillé à froid dans toute la section de calibrage. On a mesuré que la réduction de diamètre était d'environ 0,254 mm. On a alors essayé les échantillons dans les machines d'essai de fatigue et les résultats sont indiqués sur la courbe (c) de la fig. 2.
On a effectué les essais de fatigue dans l'air. On a laissé tomber une saumure (3% de Na Cl dans de l'eau distillée) sur le centre de l'échantillon à un taux suffisant pour qu'il reste mouillé. On a essayé les échantillons à des pressions variant de 1400 à 3500 kg/cm', c'est à dire approximativement les niveaux de contraintes de travail normales pour les tiges de pompage de puits de pétrole.
Habituellement on essayait trois échantillons de chaque jeu pour chaque niveau de contrainte.
Par la suite on a préparé des échantillons addition nels à partir d'une autre tige de manoeuvre en acier A. I. S. I. 1036. Ce jeu d'échantillon a été découpé dans une tige Oilwell du type N d'un diamètre de 15,87 mm (la tige Oilwell est désignée sur le tableau I par la men tion tige B ). Cette qualité de tige a été également nor malisée à l'usine à titre de norme de fabrication classi que.
La performance de fatigue de cette tige (après enlè vement des écailles et arrosage à la saumure à 3 o/o de Na Cl) a été vérifiée en soumettant à l'essai un échantil lon à chacun des niveaux de contrainte suivants: 1400, 2100 et 2800 kg/cm2. On a fait l'essai aussi près que possible des mêmes conditions qui régnaient pour la tige Axelson 60 après enlèvement des écailles et son com portement de fatigue pour corrosion aérobie a été très voisin de la performance de la tige Axelson. Le tableau I montre également le résultat de ces essais.
<I>Exemple 2</I> On a traité de la manière suivante les échantillons à soumettre aux essais de fatigue de la tige Oilwell de l'exemple 1.
1 - Tous les échantillons ont été sablés circonféren- ciellement avec une toile émeri No 1.
2 - On a travaillé à froid douze échantillons à l'aide de billes d'un diamètre ode 25,4 mm. Les billes de 25,4 mm ont travaillé à froid toute la section de cali brage. Le diamètre a été réduit de 0,254 mm.
3 - On a essayé dans la machine à essai de fatigue trois des échantillons non travaillés à froid à des pres- lions de 1400 kg/cm2 .et on a essayé trois échantillons à une pression de 2100 kg/cm2. Ces échantillons ont été essayés dans une ambiance à 3,1/o de NaCI saturée de H,S. Pendant l':
essai l'échantillon était enfermé dans un récipient scellé de sorte que l'installation était à peu près dépourvue d'air.
4 - On a essayé deux des échantillons travaillés à froid dans l'installation anaérobie à H2S pour une pres sion de 1400 kg/cm, et ils ont supporté plus de 50 mil- lions de cycles sans rupture. On a essayé trois d'entre eux à une pression de 2100 kgIcm2 et deux d'entre eux ont supporté plus de 12 millions de cycles. Les deux échantillons se sont rompus à l'extérieur de l'enceinte scellée, là où il y avait .de l'air et une petite quantité de H,S et de saumure .qui étaient présents.
Le troisième échantillon à résisté à 22 367 000 révolutions et s'est brisé dans la région calibrée.
La fig. 3 représente le résultat de ces essais. Les essais de dureté ont été effectués sur un échantillon sur deux échelles de Rockwell -avec les -résultats suivants (l'échantillon était tiré de la tige B).
EMI0004.0028
<I>Région <SEP> travaillée <SEP> à <SEP> froid <SEP> Région <SEP> non <SEP> travaillée</I>
<tb> <I>à <SEP> froid</I>
<tb> Rockwell <SEP> - <SEP> A <SEP> 60,5 <SEP> Rock <SEP> well <SEP> A <SEP> 54
<tb> Rockwell <SEP> A <SEP> 60,4 <SEP> ,Rockwell <SEP> A <SEP> 54
<tb> Rackwell <SEP> A <SEP> 59,9 <SEP> Rockwell; <SEP> A <SEP> 54
<tb> Moyenne <SEP> A <SEP> 60,1 <SEP> Moyenne <SEP> A <SEP> 54
<tb> Rockwell <SEP> B <SEP> 94 <SEP> Rockwell <SEP> B <SEP> 87
<tb> Rockwelll <SEP> B <SEP> 85
<tb> Moyenna <SEP> B <SEP> 86 Ceci montre une augmentation régulière de -dureté pour la région travaillée à froid.
On présente sous forme numérique sur le tableau I tous les renseignements obtenus dans les exemples 1 et 2.
EMI0004.0030
<I>Tableau <SEP> 1</I>
<tb> Contrainte <SEP> Révolutions
<tb> Ecaülles <SEP> Après <SEP> enlèverneni <SEP> ries <SEP> écaddles <SEP> .Après <SEP> enilèvement,cles <SEP> écailses <SEP> ot <SEP> traivaâ <SEP> à <SEP> froid
<tb> présenltes
<tb> en <SEP> kg/cm2 <SEP> 3 <SEP> /o <SEP> XaCl <SEP> 3 <SEP> % <SEP> NaCl <SEP> 3 <SEP> % <SEP> NaCl <SEP> 3 <SEP> % <SEP> <B>NaCl</B> <SEP> 3 <SEP> o/nNaCl') <SEP> 3 <SEP> % <SEP> <B>NaCl</B> <SEP> 3 <SEP> % <SEP> NaCl
<tb> (Tige <SEP> A) <SEP> (T,Lge <SEP> B) <SEP> (Tige <SEP> A) <SEP> -f- <SEP> H@,S <SEP> (Tige <SEP> A) <SEP> (Tige <SEP> A) <SEP> -I- <SEP> HsS
<tb> (Tage <SEP> B) <SEP> Mlles.
<SEP> @QbiHes <SEP> (Tige <SEP> B)
<tb> de <SEP> 12,7 <SEP> mm) <SEP> ode <SEP> 25,4 <SEP> <B>n</B>m)
<tb> 1400 <SEP> 2497000 <SEP> 2340000 <SEP> <B>3020000 <SEP> 5,0-18000 <SEP> 6092000 <SEP> 37863000</B> <SEP> 50 <SEP> 549 <SEP> 000 <SEP> 2)
<tb> <B>1089000</B> <SEP> 4045000 <SEP> 550 <SEP> 000 <SEP> 1) <SEP> <B>6000000</B> <SEP> 000 <SEP> 31430000 <SEP> .52 <SEP> 090 <SEP> 000 <SEP> 2)
<tb> <B>1771000 <SEP> 2055000 <SEP> 6618000 <SEP> 11255000</B> <SEP> 34224000
<tb> Moyenne <SEP> <B>1786000</B> <SEP> 3040000 <SEP> 5 <SEP> <B>818000 <SEP> 7782000 <SEP> 34506000-</B>
<tb> 2100 <SEP> <B>761000</B> <SEP> 1 <SEP> <B>158000 <SEP> 1072000</B> <SEP> 5684000 <SEP> 3 <SEP> 141000 <SEP> <B>23225000</B> <SEP> 142490003)
<tb> <B>799000</B> <SEP> 1164000 <SEP> <B>3223000</B> <SEP> 4681000 <SEP> 10194000 <SEP> <B>123680003)
</B>
<tb> <B>596000 <SEP> 831000 <SEP> 2599000 <SEP> 6599000</B> <SEP> 14127000 <SEP> <B>22367000</B>
<tb> Moyenne <SEP> <B>719000 <SEP> 1172000</B> <SEP> 3 <SEP> <B>835000 <SEP> 4807000 <SEP> 15849000 <SEP> 16328000</B>
<tb> 2800 <SEP> <B>269000 <SEP> 350000</B> <SEP> 14068000
<tb> <B>11987000</B>
<tb> Moyenne <SEP> 13 <SEP> 027 <SEP> 00d
<tb> 000
<tb> 3500 <SEP> <B>87000 <SEP> 7660000</B>
<tb> <B>5278000</B>
<tb> Moyenne <SEP> 6 <SEP> 469 <SEP> 000
<tb> 1) <SEP> Cet <SEP> échantillon <SEP> n'est <SEP> pas <SEP> compris <SEP> dans <SEP> la <SEP> moyenne.
<tb> 2) <SEP> L'échantillon <SEP> ne <SEP> s'est <SEP> pas <SEP> rompu, <SEP> mais <SEP> était <SEP> fissuré.
<tb> 3) <SEP> L'échantillon <SEP> s'est <SEP> rompu <SEP> en <SEP> dehors <SEP> de <SEP> la <SEP> section <SEP> de <SEP> calibrage.
<tb> 4) <SEP> Les <SEP> billes <SEP> ode <SEP> 12,
7 <SEP> anm <SEP> ont <SEP> effectué <SEP> le <SEP> travail <SEP> à <SEP> froid <SEP> sur <SEP> une <SEP> petite <SEP> longueur <SEP> de <SEP> la <SEP> section <SEP> de,calibrage <SEP> et <SEP> tous
<tb> les <SEP> échantillons <SEP> se <SEP> sont <SEP> rompus <SEP> .en <SEP> dehors <SEP> de <SEP> la <SEP> région <SEP> travaillée <SEP> à <SEP> froid.
On note, d'après les données figurant sur le tableau I que l'enlèvement d'écailles des échantillons a fourni une augmentation de la résistance à la fatigue (nombre de cycles avant rupture)
s'échelonnant depuis environ 25 jusqu'à environ 60 % en présence de chlorure de so- dium. Un traitement complémentaire - (travail à froid avec des billes de 25,4 mm)
des échantillons dont on avait enlevé les écailles a fourni une augmentation de la vie utile par rapport aux échantillons non traités qui variait d'environ 1800 jusqu'à 2100 % dans l'atmo sphère de chlorure de sodium.
Il est particulièrement surprenant que l'on obtienne une amélioration sensible de la vie utile de la résistance à la fatigue dans l'ambiance corrosive contenant de l'hydrogène sulfuré que l'on considère généralement être beaucoup plus nocive qu'une ambiance de chlorure de sodium seule. Normalement, quand les aciers augmen tent de dureté, la susceptibilité à la fissuration sous l'ac tion de l'hydrogène sulfuré augmente également.
<I>Exemple 3</I> On a préparé trois ,échantillons supplémentaires de la tige Oilwell (fiche B) en suivant le processus indiqué précédemment. On a essayé les échantillons à une pres- sien de 2100 kg/cm2 dans du H2S et C02 sans air en ayant les résultats suivants:
EMI0005.0004
<I>Tableau <SEP> II</I>
<tb> Révo@utions
<tb> Contrainte <SEP> Réduction <SEP> de <SEP> aiveic <SEP> travail <SEP> sans <SEP> travail
<tb> <U>(kg/cm?)</U> <SEP> dî<U>amè</U>t<U>re <SEP> (mm)</U> <SEP> à <SEP> <U>froid</U> <SEP> à <SEP> fro'.id
<tb> 2100 <SEP> 0,297 <SEP> mm <SEP> <B>17933000</B> <SEP> 4403000
<tb> 2120000 <I>Exemple 4</I> On a préparé douze échantillons supplémentaires de la tige Oilwell (tige B) en suivant le mode opératoire précédemment décrit.
Les échantillons traités à froid à différentes profondeurs ont été soumis aux essais à des pressions de 1400 et de 2100 kg/cm2 dans une ambiance aérobie à 3 % de NaCl. Le tableau III indique le résultat de l'essai.
EMI0005.0016
<I><U>Tableau <SEP> III</U></I>
<tb> <B>O</B> <SEP> N <SEP> @ <SEP> <B>b</B> <SEP> N
<tb> .N <SEP> û <SEP> @ <SEP> ' <SEP> ô <SEP> ô
<tb> <B>T3 <SEP> @ <SEP> > <SEP> Z3</B>
<tb> O <SEP> @,@, <SEP> N <SEP> ..=n <SEP> m <SEP> N <SEP> . <SEP> _ <SEP> v
<tb> 1400 <SEP> 0,19 <SEP> <B>17169000</B> <SEP> 0,43 <SEP> <B>20525000</B>
<tb> 1400 <SEP> 0,23 <SEP> <B>17766000</B> <SEP> 0,465.
<SEP> <B>35619000</B>
<tb> 1400 <SEP> 0,22 <SEP> 15 <SEP> <B><I>135000</I></B> <SEP> 0,485 <SEP> <B>25950000</B>
<tb> Moyenne <SEP> 0,21 <SEP> <B>16690000</B> <SEP> 0,465 <SEP> <B>27365000</B>
<tb> 2100 <SEP> 0,175 <SEP> <B>5664000</B> <SEP> 0,465 <SEP> 17444000
<tb> 2100 <SEP> 0,15 <SEP> <B>6765000</B> <SEP> 0,452 <SEP> 13 <SEP> <B>132000</B>
<tb> 2100 <SEP> 0,155 <SEP> 4740000 <SEP> 0,478 <SEP> 13 <SEP> 134000
<tb> Moyenne <SEP> 0,16 <SEP> <B>5723000</B> <SEP> 0,465 <SEP> 14570000 Les résultats de cet exemple montrent que le travail à froid jusqu'à une profondeur d'environ 0,53 mm (réduction de diamètre de 0,43 à 0,485 mm) fournit une performance sensiblement améliorée par rapport à une quantité moins grande de travail à froid, c'est-à-dire par rapport à une profondeur de travail à froid d'environ 0,
43 mm (réduction du diamètre de 0,15 à 0,23 mm).
<I>Exemple 5</I> On a préparé des échantillons supplémentaires à partir de métal monel-K dans des dimensions corres pondantes à celles exposées dans l'exemple 1. On a sablé ces échantillons, on les a soumis à un recuit à la température de 870 C suivi d'une trempe à l'eau.
On a travaillé à froid la moyenne des échantillons jusqu'à une profondeur de 0,38 mm (réduction de diamètre de 0,25 mm) et ensuite on les a soumis à l'essai à une pres- sion de 2100 kg/cm' dans une ambiance aérobie à 3 % de NaCl. On présente sur le tableau IV le résultat de ces essais.
EMI0005.0031
Contrainte <SEP> Révo"lons
<tb> (kg/cm=) <SEP> avec <SEP> travail <SEP> sans <SEP> travail
<tb> à <SEP> froi<U>d</U> <SEP> à <SEP> froid
<tb> 2100 <SEP> <B>11821000 <SEP> 7952000</B>
<tb> 17940000 <SEP> <B>3355000</B>
<tb> <B>9233-000 <SEP> 3886000</B>
<tb> Moyenne <SEP> <B>12998000</B> <SEP> 5064000 Il est visible d'après les renseignements portés sur le tableau IV que l'on obtient également une vie utile très améliorée dans des conditions corrosives en traitant un métal autre que l'acier conformément au procédé de l'invention.
Les raisons de la grande amélioration de résistance à la corrosion de contrainte obtenue par le procédé de l'invention et les produits de l'invention n'apparaissent pas facilement. Par exemple, comme on l'a indiqué pré cédemment, des tiges de pompage ont été traitées par grenaillage, ce qui provoque des contraintes de com pression à la surface des tiges. Les tiges traitées de cette manière, néanmoins, n'ont pas révélé aux essais qu'elles étaient sensiblement meilleures que les tiges non trai tées.
Il apparaît ainsi que le stade d'écroûtage de la pré sente invention présente une importance primordiale, même si ce stade en soi ne représente pas une améliora tion importante de la résistance à la corrosion de con trainte.
Etant donné que l'enlèvement des couches d'écailles et des couches décarburées est si important, il est possible que les procédés antérieurs de traitement tels que le grenaillage aient été inefficaces du fait de leur incapacité d'enlever pratiquement de la surface du métal la totalité des couches d'écailles d'oxyde et des couches décarburées. En tout cas, et quelles que soient les hypo thèses que l'on puisse faire au sujet des raisons de l'amé lioration obtenue, il est visible que l'enlèvement des couches d'oxyde et des couches décarburées et le stade de travail à froid combinés de la présente invention ont pour résultat des améliorations importantes de la résis tance des métaux à la corrosion de contrainte.
Method for improving the corrosion resistance of metals which are subjected to stress and objects thus improved The present invention relates to a method for treating a metal, in particular steel, in order to improve the corrosion resistance of this. metal when subjected to stress and application of this process to tubes for pumping petroleum.
Corrosion occurs during the application of externally applied stresses and also in situations where no external stresses are applied. When applied, the external stresses can be continuous or intermittent and can vary in intensity.
Steel and other metals play an important role in the production, refining and processing of petroleum. Many applications of metals in the petroleum industry involve corrosive media. This is particularly true for the production of crude oil where media are encountered which contain brines, that is to say various metal halides and in particular sodium chloride; sulfur-containing compounds such as hydrogen sulfide; carbon dioxide, organic acids and other corrosive substances. Often these corrosive substances exist in crude oil, or otherwise are present in strata which are adjacent to oil producing areas.
Corrosion problems and the control of these problems are of particular importance in the manufacture of well lining casings and drill rods or operating casings which are used to connect the surface of the ground and the petroleum layers, as well as for manufacturers of suction rods or sucker rods for oil wells which are employed in connection with pumps which extract crude oil from well casings.
These pom page rods are steel rods which come in various diameters, which are usually 8-10 meters long, which are provided with threads or other coupling devices at each end so that the rods can be coupled together to form a rod string of sufficient length to go from the pump drive device which is installed above ground to the oil well extraction pump which is placed at the bottom of the well in the vicinity of the oil layer.
Sucker rods are usually made of carbon steel or low alloy steel and are put into service without any special treatment other than heat treatment such as standardizing or tempering treatment. It is recognized that surfaces bearing scale are undesirable and some of the manufacturers treat such rods to remove scale by flame treatment, or more commonly by sandblasting or shot blasting.
It has been fifty years and more that these various processes are implemented to remove scale. In general, these processes succeed in removing most of the scale but not all.
Currently the likely life of sucker rods is relatively short and in highly corrosive environments such as those containing large amounts of hydrogen sulfide, they can perish in a few months or even less. Shutdowns also occur very frequently in services where there are very high stresses exerted during pumping on the sucker rods. Although they are not subjected to the stresses applied externally as is the case with sucker rods, the lining tubes and the maneuvering tubes have a much shorter life in corrosive environments than they would have. in the absence of corrosive substances.
The method, object of the invention, is characterized by the fact that it consists in scaling the surface of the metal by a mechanical treatment by removing practically all the surface layers exhibiting oxide defects and decarburized surfaces, and in then cause the appearance of compressive stresses in said metals by cold surface working.
These and other objects of the present invention will become more readily apparent from a reading of the following description.
Roughly speaking, the purposes set out above are achieved by providing metal products in which virtually all of the layers with oxide defects and decarburized surfaces have been removed from the metal surface by mechanical treatment and to which the surface has subsequently been subjected. to cold surface treatment to create compressive stresses on the metal surface. Surface layers with defects, oxide and decarburized surfaces are those layers which usually form on metal during fabrication or during subsequent heat treatment.
In one aspect, the invention relates to improved sucker rods and their method of preparation. In another of its aspects, the invention relates to tubular parts and their preparation method, such as drill rods used for the drilling of wells and in particular of wells for the production of hydrocarbons; tubular casings, used in wells to maintain underground layers and through which the production of petroleum products can be carried out; production casing, which may be disposed within the well lining casing to put into production a number of layers;
and tubular conduits which are used for the movement of petroleum above the earth's surface, for example in consolidation facilities.
While it is understood that the individual stages of removing surface oxides and decarburized layers from metals by mechanical treatment and by cold working of the metal surface are both methods well known in the art, it is well known in the art. unexpectedly recognized that the combination of these two treatments provides a surface that has significantly greater stress corrosion resistance than an ordinary metal surface.
This discovery is particularly unexpected when one considers that stress corrosion and particularly that which occurs in a hydrogen sulphide medium was considered by many to be aggravated by the stresses introduced into the surface of metals, for example by cold working of the surface. Further, pickling or peeling the alkali metal oxide layers and decarburized layers to expose the bare metal surface was not expected to provide a material having improved resistance to stress corrosion.
However, as noted, the combination of these two operations unexpectedly provided a very significant improvement in corrosion resistance.
In carrying out the process of the present invention, the peeling process by which the layers having the oxide defects and the decarburized layers are removed can be carried out by any mechanical means, for example by an operation. cutting or machining, by milling, by grinding or by any other mechanical operation which ensures a practically total removal of the oxide layers and decarburized layers and which, in the case of sucker rods or well liner casings, preferably results in a product of substantially uniform cross section.
This method of metal removal generally comprises operation to a depth of from about 0.0508 to 0.254 mm and preferably not greater than about 0.38 mm. The metal can be examined to verify that the removal of oxide layers and decarburized layers has been effective, either visually or with an appropriate scanning device in the case of continuous industrial operation.
The second stage of the process, namely surface cold working, is carried out in such a way that it imparts compressive stresses, preferably of a substantially uniform nature, on the surface of the metal. These stresses can be obtained in any of the conventional ways by employing either constant effect tooling or impact effect tooling such as sandblasting or shot peening, cold rolling, cold drawing and stamping. Cold surface work can produce tensile stresses as well as compressive stresses and therefore it is important that cold work be performed in such a way as to ensure the desired compressive stresses.
Cold surface work can be employed to varying degrees depending on the particular metal involved. Usually it is carried out in such a manner as to give cold worked surface layers having a depth varying from about 0.0254mm to as high as 0.508mm or more. The compressive stresses involved will range in intensity from as low as 7 kgicm2 to as high as 3500 kg / cm2 or more.
The process of producing cold worked surface layers involves a reduction in thickness of the material subjected to treatment, which reduction differs in magnitude from the depth of cold working. Usually, the reduction in thickness expressed as reduction in diameter is about 0.25 to 0.45 times the cold working depth. The relationship between the reduction in diameter and cold working depth for: steel corresponding to reference A.1. S.1. 1036 is shown in fig. 1 of the drawings.
Although the treatment process as described in this text is referred to as cold working, this treatment can be carried out in a temperature range which may be lower than atmospheric temperature (for example -29 C or -34 C or even less) or extending upward, for steels up to temperatures up to about 510 C. The cold rolling temperature as defined in the text is the temperature at which the surface treatment is started, for example cold rolling at atmospheric pressure, indicates that there is no heating or cooling of the workpiece before cold rolling.
During the cold rolling operation, of course, heat occurs due to the work that is done on the metal, which immediately results in an increase in the temperature of the part being worked. . In any case, the cold working actions intended in this text relate to temperatures which do not incidentally lead to an appreciable annealing and / or grain enlargement effect but which leaves the grains in a constrained condition. The pressure employed during cold working will depend on the type of means used to effect this treatment and the depth and speed of the cold working operation.
Pressure is not critical and any amount of pressure necessary to perform cold work can be employed.
Steels are the main building metals used in the petroleum industry, and for this reason the invention is particularly applicable to ferrous metals and particularly to steels. Preferably, the invention relates to non-austenitic steels, that is to say steels having a pearlitic or ferritic structure. In addition to steels, the invention can also be adapted to other metals and to combinations of metals, that is to say to alloys which, during their preparation or their treatment, present surface layers. having oxide defects and decarburized layers.
There may be mentioned a few examples of other metals and alloys falling within the scope of the invention, those which include the metal monel-K, nickel, copper, aluminum, cobalt, titanium, zirconium, vanadium. , iron, rhodium, platinum and the like.
Sucker rods are normally prepared from solid sucker rods and for this reason the improvements contemplated by the present invention take place on the outer surface of these sucker rods. It is, however, possible that for certain services a hollow sucker rod is desirable, for example when it is desired to introduce a corrosion inhibitor or some other material into a sucker well. In this case, it is contemplated that the method of the invention may also be adapted to the interior surface by the use of suitable mechanical metal removing means, and means of performing cold working of the surface in order to to apply the desired compressive stresses.
In the case of tubular articles from an oil well (drill rods, lining casings, production casings, transport pipes, etc. etc.), the method of the invention can be applied either to the surface. exterior, either to the interior surface of the metal or to both if desired.
The following examples are presented to illustrate the present invention.
<I> Example 1 </I> Thirty samples for testing were cut from a 19.05mm Axelson 60 sucker rod. The Axelson 60 sucker rod is a fully standardized rod made of A. I. S. I. 1036 steel (this steel is referred to in Table I as rod A). By means of a lathe the samples were rotated to reduce them to a diameter of approximately 12.7 mm. A calibration section having a radius of curvature of 12.7 mm and a minimum thickness of 0.762 mm was made in the middle of each sample.
The thirty samples to be tested were sandblasted circumferentially with No. 1 sandpaper until all tool marks had been removed. Then they were normalized in a laboratory oven. They were heated at a temperature of 500 C for 1 hour and then allowed to cool in air. This surface treatment left a black scaly layer of oxide (Feg04) on the samples.
After standardization of the samples, six of them were tested on R. R. Moore rotating beam fatigue testing machines at about 1725 rpm without changing the black oxide coating. The results of this test can be found in FIG. 2 on the curve (A).
The remaining twenty-four samples were circumferentially sanded with No. 1 emery cloth until the decarburized scale material was removed (each sample was examined under a low magnifying power microscope to ensure that scales and decarburized material had been removed). Eight of these samples were then tested in the fatigue testing machines and the results obtained are shown in fig. 2 on the curve (B).
Six of the remaining samples were cold worked with 12.7 mm diameter beads. The beads were rotated around the center of the calibrated section of the sample. Using a tapered cone, the beads were forced into the sample as they rotated. The samples were cold worked until their diameter was reduced by 0.254mm. This gave a cold worked ribbon about 2.38mm wide. When these samples were tested in fatigue testing machines, improved performance was observed, but all of the samples failed outside of the cold worked area in a section of larger diameter (the stress is inversely proportional to the diameter).
The results of these tests are shown in Table I.
The depth of the cold work was measured under a microscope to be about 0.508 mm.
The remaining ten samples were cold worked with 25.4mm beads to give a cold worked ribbon throughout the calibration section. The reduction in diameter was measured to be about 0.254 mm. The samples were then tested in the fatigue testing machines and the results are shown in curve (c) of FIG. 2.
The air fatigue tests were carried out. A brine (3% NaCl in distilled water) was dropped over the center of the sample at a rate sufficient to keep it wet. The samples were tested at pressures ranging from 1400 to 3500 kg / cm 2, ie approximately the normal working stress levels for oil well sucker rods.
Usually we tried three samples from each set for each stress level.
Subsequently, additional samples were prepared from another AISI 1036 steel actuator rod. This sample set was cut from an N-type Oilwell rod with a diameter of 15.87 mm (the Oilwell rod is designated in Table I by the term rod B). This rod quality has also been standardized at the factory as a classi c manufacturing standard.
The fatigue performance of this rod (after removal of scales and spraying with 3 o / o Na Cl brine) was verified by testing a sample at each of the following stress levels: 1400, 2100 and 2800 kg / cm2. The same conditions as the Axelson 60 rod were tested as close as possible after scale removal and its aerobic corrosion fatigue behavior closely approximated the performance of the Axelson rod. Table I also shows the result of these tests.
<I> Example 2 </I> The samples to be subjected to the fatigue tests of the Oilwell rod of Example 1 were treated as follows.
1 - All the samples were sandblasted circumferentially with a No 1 emery cloth.
2 - Twelve samples were cold worked using beads with a diameter of 25.4 mm. The 25.4 mm balls cold worked the entire sizing section. The diameter has been reduced by 0.254mm.
3 - Three of the non-cold-worked samples were tested in the fatigue testing machine at pressures of 1400 kg / cm2 and three samples were tested at a pressure of 2100 kg / cm2. These samples were tested in an atmosphere of 3.1% NaCl saturated with H, S. During':
test the sample was enclosed in a sealed container such that the facility was virtually air-free.
4 - Two of the cold worked samples were tested in the anaerobic H2S plant at a pressure of 1400 kg / cm2, and they withstood over 50 million cycles without failure. Three of them were tested at a pressure of 2100 kgIcm2 and two of them withstood over 12 million cycles. Both samples ruptured outside of the sealed enclosure, where there was air and a small amount of H, S and brine which was present.
The third sample withstood 22,367,000 revolutions and broke in the calibrated region.
Fig. 3 represents the result of these tests. The hardness tests were carried out on a sample on two Rockwell scales -with the following -results (the sample was taken from rod B).
EMI0004.0028
<I> Region <SEP> worked <SEP> to <SEP> cold <SEP> Region <SEP> not <SEP> worked </I>
<tb> <I> to <SEP> cold </I>
<tb> Rockwell <SEP> - <SEP> A <SEP> 60.5 <SEP> Rock <SEP> well <SEP> A <SEP> 54
<tb> Rockwell <SEP> A <SEP> 60.4 <SEP>, Rockwell <SEP> A <SEP> 54
<tb> Rackwell <SEP> A <SEP> 59.9 <SEP> Rockwell; <SEP> A <SEP> 54
<tb> Average <SEP> A <SEP> 60.1 <SEP> Average <SEP> A <SEP> 54
<tb> Rockwell <SEP> B <SEP> 94 <SEP> Rockwell <SEP> B <SEP> 87
<tb> Rockwelll <SEP> B <SEP> 85
<tb> Moyenna <SEP> B <SEP> 86 This shows a steady increase in hardness for the cold worked area.
All the information obtained in Examples 1 and 2 are presented in numerical form in Table I.
EMI0004.0030
<I> Table <SEP> 1 </I>
<tb> Constraint <SEP> Revolutions
<tb> Ecaülles <SEP> After <SEP> enlèverneni <SEP> ries <SEP> écaddles <SEP> .After <SEP> removal, keys <SEP> scales <SEP> ot <SEP> traivaâ <SEP> to <SEP> cold
<tb> presents
<tb> in <SEP> kg / cm2 <SEP> 3 <SEP> / o <SEP> XaCl <SEP> 3 <SEP>% <SEP> NaCl <SEP> 3 <SEP>% <SEP> NaCl <SEP> 3 <SEP>% <SEP> <B> NaCl </B> <SEP> 3 <SEP> o / nNaCl ') <SEP> 3 <SEP>% <SEP> <B> NaCl </B> <SEP> 3 <SEP>% <SEP> NaCl
<tb> (Stem <SEP> A) <SEP> (T, Lge <SEP> B) <SEP> (Stem <SEP> A) <SEP> -f- <SEP> H @, S <SEP> (Stem <SEP> A) <SEP> (Stem <SEP> A) <SEP> -I- <SEP> HsS
<tb> (Tage <SEP> B) <SEP> Misses.
<SEP> @QbiHes <SEP> (Stem <SEP> B)
<tb> of <SEP> 12.7 <SEP> mm) <SEP> ode <SEP> 25.4 <SEP> <B> n </B> m)
<tb> 1400 <SEP> 2497000 <SEP> 2340000 <SEP> <B> 3020000 <SEP> 5.0-18000 <SEP> 6092000 <SEP> 37863000 </B> <SEP> 50 <SEP> 549 <SEP> 000 <SEP> 2)
<tb> <B> 1089000 </B> <SEP> 4045000 <SEP> 550 <SEP> 000 <SEP> 1) <SEP> <B> 6000000 </B> <SEP> 000 <SEP> 31430000 <SEP> .52 <SEP> 090 <SEP> 000 <SEP> 2)
<tb> <B> 1771000 <SEP> 2055000 <SEP> 6618000 <SEP> 11255000 </B> <SEP> 34224000
<tb> Average <SEP> <B> 1786000 </B> <SEP> 3040000 <SEP> 5 <SEP> <B> 818000 <SEP> 7782000 <SEP> 34506000- </B>
<tb> 2100 <SEP> <B> 761000 </B> <SEP> 1 <SEP> <B> 158000 <SEP> 1072000 </B> <SEP> 5684000 <SEP> 3 <SEP> 141000 <SEP> < B> 23225000 </B> <SEP> 142490003)
<tb> <B> 799000 </B> <SEP> 1164000 <SEP> <B> 3223000 </B> <SEP> 4681000 <SEP> 10194000 <SEP> <B> 123680003)
</B>
<tb> <B> 596000 <SEP> 831000 <SEP> 2599000 <SEP> 6599000 </B> <SEP> 14127000 <SEP> <B> 22367000 </B>
<tb> Medium <SEP> <B> 719000 <SEP> 1172000 </B> <SEP> 3 <SEP> <B> 835000 <SEP> 4807000 <SEP> 15849000 <SEP> 16328000 </B>
<tb> 2800 <SEP> <B> 269000 <SEP> 350000 </B> <SEP> 14068000
<tb> <B> 11987000 </B>
<tb> Medium <SEP> 13 <SEP> 027 <SEP> 00d
<tb> 000
<tb> 3500 <SEP> <B> 87000 <SEP> 7660000 </B>
<tb> <B> 5278000 </B>
<tb> Average <SEP> 6 <SEP> 469 <SEP> 000
<tb> 1) <SEP> This <SEP> sample <SEP> is <SEP> not <SEP> included <SEP> in <SEP> the average <SEP>.
<tb> 2) <SEP> Sample <SEP> did <SEP> <SEP> not <SEP>, <SEP> but <SEP> was <SEP> cracked.
<tb> 3) <SEP> Sample <SEP> has <SEP> broken <SEP> in <SEP> outside <SEP> of <SEP> the <SEP> section <SEP> of <SEP> calibration.
<tb> 4) <SEP> The <SEP> balls <SEP> ode <SEP> 12,
7 <SEP> anm <SEP> have <SEP> performed <SEP> the <SEP> work <SEP> to <SEP> cold <SEP> on <SEP> a <SEP> small <SEP> length <SEP> of < SEP> the <SEP> section <SEP> of, calibration <SEP> and <SEP> all
<tb> <SEP> samples <SEP> to <SEP> are <SEP> broken <SEP>. in <SEP> outside <SEP> of <SEP> the <SEP> region <SEP> worked <SEP> to < SEP> cold.
It is noted from the data in Table I that the removal of scales from the samples provided an increase in fatigue strength (number of cycles before failure)
ranging from about 25 to about 60% in the presence of sodium chloride. Complementary treatment - (cold work with 25.4 mm beads)
Scales removed from samples provided an increase in useful life over untreated samples which ranged from about 1800 to 2100% in the sodium chloride atmosphere.
It is particularly surprising that one obtains a significant improvement in the useful life of the fatigue resistance in the corrosive environment containing hydrogen sulfide which is generally considered to be much more harmful than a chloride environment. sodium alone. Normally, as steels increase in hardness, the susceptibility to cracking under the action of hydrogen sulfide also increases.
<I> Example 3 </I> Three additional samples of the Oilwell rod (Sheet B) were prepared following the procedure outlined above. The samples were tested at a pressure of 2100 kg / cm2 in H2S and CO2 without air with the following results:
EMI0005.0004
<I> Table <SEP> II </I>
<tb> Révo @ utions
<tb> Constraint <SEP> Reduction <SEP> of <SEP> aiveic <SEP> job <SEP> without <SEP> job
<tb> <U> (kg / cm?) </U> <SEP> dî <U> amè </U> t <U> re <SEP> (mm) </U> <SEP> to <SEP> <U> cold </U> <SEP> to <SEP> fro'.id
<tb> 2100 <SEP> 0.297 <SEP> mm <SEP> <B> 17933000 </B> <SEP> 4403000
<tb> 2120000 <I> Example 4 </I> Twelve additional samples of the Oilwell rod (B rod) were prepared by following the procedure previously described.
Samples cold-processed at different depths were tested at pressures of 1400 and 2100 kg / cm2 in an aerobic environment at 3% NaCl. Table III shows the result of the test.
EMI0005.0016
<I> <U> Table <SEP> III </U> </I>
<tb> <B> Y </B> <SEP> N <SEP> @ <SEP> <B> b </B> <SEP> N
<tb> .N <SEP> û <SEP> @ <SEP> '<SEP> ô <SEP> ô
<tb> <B> T3 <SEP> @ <SEP>> <SEP> Z3 </B>
<tb> O <SEP> @, @, <SEP> N <SEP> .. = n <SEP> m <SEP> N <SEP>. <SEP> _ <SEP> v
<tb> 1400 <SEP> 0.19 <SEP> <B> 17169000 </B> <SEP> 0.43 <SEP> <B> 20525000 </B>
<tb> 1400 <SEP> 0.23 <SEP> <B> 17766000 </B> <SEP> 0.465.
<SEP> <B> 35619000 </B>
<tb> 1400 <SEP> 0.22 <SEP> 15 <SEP> <B><I>135000</I> </B> <SEP> 0.485 <SEP> <B> 25950000 </B>
<tb> Average <SEP> 0.21 <SEP> <B> 16690000 </B> <SEP> 0.465 <SEP> <B> 27365000 </B>
<tb> 2100 <SEP> 0.175 <SEP> <B> 5664000 </B> <SEP> 0.465 <SEP> 17444000
<tb> 2100 <SEP> 0.15 <SEP> <B> 6765000 </B> <SEP> 0.452 <SEP> 13 <SEP> <B> 132000 </B>
<tb> 2100 <SEP> 0.155 <SEP> 4740000 <SEP> 0.478 <SEP> 13 <SEP> 134000
<tb> Medium <SEP> 0.16 <SEP> <B> 5723000 </B> <SEP> 0.465 <SEP> 14570000 The results of this example show that cold working down to a depth of approximately 0, 53mm (0.43-0.485mm diameter reduction) provides significantly improved performance over a lesser amount of cold work, i.e. over a cold work depth of about 0,
43 mm (diameter reduction from 0.15 to 0.23 mm).
<I> Example 5 </I> Additional samples were prepared from monel-K metal in dimensions corresponding to those set forth in Example 1. These samples were sandblasted, subjected to heat annealing. the temperature of 870 C followed by water quenching.
The average samples were cold worked to a depth of 0.38 mm (reduction in diameter 0.25 mm) and then tested at a pressure of 2100 kg / cm. in an aerobic environment at 3% NaCl. The results of these tests are shown in Table IV.
EMI0005.0031
Constraint <SEP> Revo "lons
<tb> (kg / cm =) <SEP> with <SEP> work <SEP> without <SEP> work
<tb> to <SEP> froi <U> d </U> <SEP> to <SEP> cold
<tb> 2100 <SEP> <B> 11821000 <SEP> 7952000 </B>
<tb> 17940000 <SEP> <B> 3355000 </B>
<tb> <B> 9233-000 <SEP> 3886000 </B>
<tb> Average <SEP> <B> 12998000 </B> <SEP> 5064000 It can be seen from the information given in Table IV that a much improved useful life is also obtained in corrosive conditions by treating a metal other than steel according to the process of the invention.
The reasons for the great improvement in stress corrosion resistance obtained by the process of the invention and the products of the invention are not readily apparent. For example, as indicated previously, sucker rods have been treated by shot blasting, which causes compressive stresses on the surface of the rods. Stems treated in this manner, however, did not show in testing to be significantly better than untreated stems.
It thus appears that the peeling stage of the present invention is of prime importance, even if this stage in itself does not represent a significant improvement in the resistance to stress corrosion.
Since the removal of scale layers and decarburized layers is so important, it is possible that previous treatment methods such as shot blasting have been ineffective due to their inability to substantially remove the metal surface from the surface of the metal. all of the oxide scale layers and decarburized layers. In any case, and whatever the hypotheses that may be made about the reasons for the improvement obtained, it is visible that the removal of the oxide layers and the decarburized layers and the working stage at Cold combinations of the present invention result in significant improvements in the resistance of metals to stress corrosion.