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Description
技術分野は、チタン合金、それから形成される構成要素およびそのような構成要素を使用する方法に関する。
エネルギーに対する世界的な需要の増大は、エネルギー源の抽出または回収を、しばしば工学用材料の限界を伴う一層努力を必要とする領域へと動かし続けている。このことは、地熱エネルギーと炭化水素類（すなわち、石油またはガス）の抽出で例示され、陸地およびより深い沖合の海においてますます深い地面や井戸を求める必要があり、それに相応して、高温で高圧、かつ、より攻撃性で腐食性の環境に遭遇することになる。炭化水素の貯蔵器または井戸は、坑底の温度が約３００°Ｆ（１４９℃）を超え、そして１００００ポンド/平方インチ（ｐｓｉ）（７０ＭＰａ）の圧力を超えると、高圧高温（ＨＰＨＴ）として分類されてきた。極ＨＰＨＴ（ＸＨＰＨＴ）貯蔵器は、約４００°Ｆ（２０４℃）および２００００ｐｓｉ（１４０ＭＰａ）の坑底圧を超えるものである。これらの高温で時には深い貯蔵器においては典型的に、炭化水素類と水性の溜め流体との混合物が生産され、溜め流体は二酸化炭素（ＣＯ２）および／または硫化水素（Ｈ２Ｓ）などの酸性ガスで加圧された塩化物含有ブライン（塩性溶液）を含む。現在、井戸は５００００フィート（１５０００ｍ）の総深さまで掘削されていて、それを超えると温度および／または圧力はますます上昇する。エネルギーの抽出と発電のために用いられる地熱井は一般にもっと浅く、それに相応して坑底圧も低いが、しかし、一般的な金属材料に対してかなり腐食性の高い、極めて高温（例えば、６２５°Ｆ（３２９℃）程度）で硫黄化合物を含まない（あるいは硫黄化合物を含む）高塩分のブラインを産出することがある。
生産用の管状ストリング（管状線材）やケーシング、坑口装置の弁、井戸底ライナー、および検層用ハウジングや流体試料採取容器などの様々な井戸構成要素のための高強度で十分に耐食性の合金は、これらのしばしば酸性の（Ｈ２Ｓを含む）ＨＰＨＴまたはＸＨＰＨＴの井戸流体に首尾よく対処する必要がある。これらの掘削穴の井戸構成要素に加えて、沖合で炭化水素を生産する場合、これらの攻撃性のＨＰＨＴの井戸流体を海底から沖合のプラットホームまで運ぶために、適切な生産物引揚げ用の管状ストリングおよび構成部品について考慮しなければならない。高い耐食性に加えて、深海および（５０００フィート（１５００ｍ）を超える深さの）超深海における資源開発での傾向はまた、生産、輸出および再注入用の沖合でのライザー（引揚げ管）のための高強度で軽量の管状ストリングならびに井戸の改修作業用および／または陸揚げ用のストリングも必要とする。慣用の工学用耐食性合金またはＣＲＡ（例えば、ステンレス鋼およびニッケル基合金）は、それらの比較的低い強度と高い密度（すなわち、低い強度／密度比）のために、これらの場所における有用性が限定されている。高強度の鋼（例えば、１５０〜１６０ｋｓｉ（キロポンド/平方インチ）（１０３４〜１１００ＭＰａ）までの最低降伏強さを有する高強度の低合金鋼（ＨＳＬＡ））の管状ストリングであっても、極めて深い沖合の水中における特定の状況において、あるいは深い油井およびガス井においては、吊るすのには重過ぎることがある。
近年、幾つかの高強度のチタン合金が、高い強度と低い密度、その結果としての高い強度／密度比（すなわち、軽量構造）、水性塩化物流体（海水、井戸流体のブライン）およびＨ２ＳやＣＯ２酸性ガスに対する高い耐食性、低い弾性率（高い可撓性）、および優れた対空気・対塩水耐疲労性（これは、動的な沖合ライザー（海底ライザー）構成要素のために望ましい）などの様々な望ましい特性の故に、過去の１５年にわたってこれらのエネルギー産業分野において好ましい用途を見いだしている。これらのことには、炭化水素井や地熱井における様々な掘削穴用管状ストリングやウェルジュエリー（well jewelry）におけるＴｉ-３８６４４（ＡＳＴＭグレード１９）ベータ型チタン合金、沖合での穿孔用ライザーにおけるＴｉ-６４ＥＬＩ（ＡＳＴＭグレード２３Ｔｉ）、およびカテナリー吊り線におけるチタンの応力ジョイントおよび上部懸垂鋼の沖合ライザーの上下末端部材およびソルトン湖における超高塩分ブラインの地熱井生産ケーシングとしてのＴｉ-６４-Ｒｕ（ＡＳＴＭグレード２９Ｔｉ）の使用が含まれる。さらに最近では、Ｔｉ-６２４６合金が、高温で酸性の井戸での使用のための油井管（ＯＣＴＧ）生産用管材に対して、シェブロン（Chevron）によって試験され、適切なものとされた。
従来の市販されているチタン合金は次のいずれかである：１）化学物質、発電、および工業プロセスのために一般的に用いられる比較的低い強度（２５〜１００ｋｓｉ（１７２〜６８９ＭＰａ）の降伏強さ（ＹＳ））のもの；２）軽量で構造上効率的な航空宇宙用機体およびエンジン部品を得るために主に高い強度／重量比を求めて設計される高強度（１１０〜１８０ｋｓｉ（７５８〜１２４１ＭＰａ）のＹＳ）の合金。あいにくと、ハロゲン化物含有化学物質、海水および様々な低温または高温のブラインに対する高い耐性の必要性が過去には限定されていたために、これら従来の高強度の航空宇宙用チタン合金は、水性塩化物媒体中、特に高温および／または低ｐＨの環境における媒体中での局所的な腐食の攻撃または応力腐食割れ（ＳＣＣ）に耐えられるようには設計されておらず、あるいは、そのように意図されてもいなかった。従って、これらの合金の大部分は、塩水およびその他の水性塩化物流体の中では許容できないほどに低い塩水破壊靭性（ＫＳＣＣ）の値を示し、高い応力を受ける構成要素のための破壊力学的要件を満たすことができない。
表１は、一部において、これらのエネルギー抽出用途のために考慮および／または使用される高強度（１１０ｋｓｉ（７５８ＭＰａ）以上のＹＳ）の市販のチタン合金の有益な特徴点と不利な点との外観的な比較を示す。酸性での使用のためにＡＮＳＩ/ＮＡＣＥ ＭＲ０１７５/ＩＳＯ１５１５の標準規格の下で認可された三つの合金（Ｔｉ-６４-Ｒｕ、Ｔｉ-６２４６、Ｔｉ-３８６４４）は程度が変化する高温水性塩化物またはブライン耐性を示すが、それらは、特に温度が上昇したときに強度において（Ｔｉ-６４-Ｒｕ）、あるいは融接性において（Ｔｉ-６２４６およびＴｉ-３８６４４）、その他の重大な限界を示すことがわかる。Ｔｉ-６２４６合金の構成部品は比較的低い破壊靭性値を示し（これは、沖合でのライザーまたは井戸の改修作業用および／または陸揚げ用のストリングにおけるそれらの使用を不可能にする）、それらの値は水性塩化物媒体の中ではさらに低下する。他の４つの合金は、特に温度が上昇したときに、ハロゲン化物の（例えば、塩化物を含む）ブラインの中で局所的な攻撃とＳＣＣに対してかなり感受性が高く、そして／または、それらの溶接性に限界がある。融接性の必要性（例えば、ガスタングステンアーク（すなわち、ＧＴＡ）溶接、ガス金属アーク（すなわち、ＧＭＡ）溶接、およびプラズマ溶接）は、主として沖合ライザーおよび場合によっては穿孔部品を製造するための要件であり、継ぎ目無し製品が一般に必要な場合には、掘削井部品またはＯＣＴＧ部品については適切なことではない。
高温酸性の塩化物で富化した石油またはガスの井戸で使用するために少量のＰＧＭ（白金族金属）の合金化元素（すなわち、ＰｄまたはＲｕ）を添加することによって様々な市販の高強度アルファ・ベータ型チタン合金およびベータ型チタン合金の耐食性を改善することが研究され、そして例えば、Shida等に認可された米国特許４８５９４１５号に記録されている。Ｔｉ-６Ａｌ-４Ｖ、Ｔｉ-６Ａｌ-２Ｓｎ-４Ｚｒ-２Ｍｏ、Ｔｉ-６Ａｌ-６Ｖ-２Ｓｎ、Ｔｉ-６２４６、およびＴｉ-３８６４４などの様々な高強度の市販合金に少量（０．１５重量％以下）のＰｄおよびＲｕを添加することによって、高温において脱気した酸性の深海井戸のブライン流体における塩化物すき間腐食の攻撃およびＳＣＣに対するしきい（閾）温度をある程度上げることができることが証明された。この利益は、陽極の酸塩化物腐食機構を受けるすき間および亀裂の中で形成される高温還元性の酸塩化物媒体の中でのこれらのＰＧＭによる局所的な貴金属化と再不動態化に由来する。
あいにくと、このＰＧＭによる貴金属化の効果によっては、水性塩化物媒体（これにおいては、混合した陰極脆化または水素脆化および／または陽極塩化物機構が優勢になりうる）の中で低温において（例えば、室温（約７７°Ｆ（２５℃））において）ＳＣＣに対して有効に対抗または防御することはできない。実際には、チタン合金は比較的高いアルミニウム当量（すなわち、Ａｌ＋Ｏの含有量）を有していて、かなりのアルファ-２型（Ｔｉ３Ａｌ）化合物の析出を生じさせる場合には、ＲｕまたはＰｄ合金を添加すると、塩化物によるＳＣＣをさらに悪化させて、ＫＳＣＣの値を低くするに過ぎない。前に挙げたＴｉ-３８６４４（ベータ型）合金を除いては、言及した残りの市販のアルファ・ベータ型合金は全て、広い温度範囲にわたって曝気または脱気した塩水およびブラインの中で低い破壊靭性（ＫＳＣＣ値）を示すと予想することができる。ＰＧＭの添加によるこの有害な影響は、Ｔｉ-３Ａｌ-２．５Ｖ（グレード９Ｔｉ）またはＴｉ-６Ａｌ-４Ｖ ＥＬＩ（グレード２３Ｔｉ）などの低アルミニウム当量（低いＡｌ＋Ｏの含有量）のチタン合金に少量のＲｕまたはＰｄを添加して、それぞれＡＳＴＭグレード２８Ｔｉおよび２９Ｔｉを生成させることによって避けることができ、これによって実際に、好ましい塩水破壊靭性（すなわち、高いＫＳＣＣ値）がもたらされる。あいにくと、アルファ-２型の析出を最小限にするか、または回避するためにＡｌ＋Ｏ合金の含有量を十分に低下させると、比較的低い強度（１１０ｋｓｉ（７５８ＭＰａ）以下のＹＳ）を有するアルファ型合金またはアルファ・ベータ型合金をもたらすことにもなる。
表１に示すように、Ｔｉ-６Ａｌ-４Ｖ-Ｒｕ（ＡＳＴＭグレード２９）合金は溶接性と耐破壊性が高く、６００°Ｆ（３１６℃）までの高温のブラインに対して並はずれた耐食性を示すが、この合金の１１０ｋｓｉ（７５８ＭＰａ）の低い設計降伏強さ（ＹＳ）と温度の上昇に伴うＹＳのかなりの低下（例えば、５００°Ｆ（２６０℃）において７８ｋｓｉ（５３８ＭＰａ））は、特にＨＰＨＴまたはＸＨＰＨＴの使用温度が約３００°Ｆ（１５０℃）を超えるときに、管壁の厚さのかなりの増大と重量での不利益につながる。表１は、完全に変態したベータ＋ＳＴＡの条件で１３０ｋｓｉ（８９６ＭＰａ）の最小ＹＳを提供するとともに、限定された融接性を示す様々な（合金化の程度が高い）高強度の市販のアルファ・ベータ型チタン合金を示している。表１は、Ｔｉ-６６２合金は幾つかの望ましい特性を有することを示しているが、この典型的な航空宇宙用合金は、特に温度が上昇したときに、水性塩化物媒体中での局所的な腐食の攻撃と応力腐食割れに対して極めて低い（限定された）耐性（すなわち、低いＫＳＣＣ）を示す。加えて、Ｔｉ-６６２は名目上（時効強度を増大させるために）０．６重量％のＦｅと０．６重量％のＣｕを含有し、このことにより、エネルギー産業での構成部品のために必要な大きなインゴットを溶解する際に元素のかなりの微視的および巨視的な偏析または不均質さが生じる可能性がある。表１を概観すると、先行する市販の高強度チタン合金で、エネルギーの抽出の分野において首尾よく使用するために望ましい様々な基準を満たすものは、本発明者らには何ら見当たらない。
一つの側面において、チタン合金は、重量で５．０〜６．０％のアルミニウム、重量で３．７５〜４．７５％のジルコニウム、重量で５．２〜６．２％のバナジウム、重量で１．０〜１．７％のモリブデン、重量で０．０４〜０．２０％のパラジウムと重量で０．０６〜０．２０％のルテニウムのうちの一つ、および残部のチタンから本質的に成ることができる。
別の側面において、方法は、重量で５．０〜６．０％のアルミニウム、３．７５〜４．７５％のジルコニウム、５．２〜６．２％のバナジウム、１．０〜１．７％のモリブデン、０．０４〜０．２０％のパラジウムと０．０６〜０．２０％のルテニウムのうちの一つ、および残部のチタンから本質的に成るチタン合金で形成された構成部品を用意し、そしてこの構成部品であって水性塩化物媒体と接触する構成部品を含む生産システムおよび／または抽出システムを操作または維持する工程を含むことができる。
以下の説明において１つ以上のサンプルの実施態様が示され、また図面においても示され、そして特に、また明確に、添付する特許請求の範囲において指摘され、示されるだろう。
図１は、（以下で定義する）Ｔｉ合金Ｘおよび比較するその他の市販のチタン合金について相対的なアルファ（アルミニウム当量）対ベータ（モリブデン当量）合金化含有量を示すグラフである。
図２は、ＢＡ-ＳＣおよびＢＡ-ＡＣ＋ＳＴＡの状態における０．５インチ（１３ｍｍ）のプレート合金のシリーズ＃１〜５（これについては以下でさらに詳しく述べる）の室温降伏強さを示すグラフである。
図３は、空気中および海水中でのシリーズ＃１〜４のプレートの破壊靭性対降伏強さを示すグラフである。
図４は、比較的高温で還元性の酸塩化物に対する耐性について最初に検査するための、シリーズ＃１〜５のＴｉ合金をボタン溶解したシート母材金属を沸騰した２重量％のＨＣｌ溶液に曝露したときの腐食速度を示すグラフである。
図５は、沸騰した２重量％のＨＣｌ溶液の中でのシリーズ＃１〜４の合金の母材金属と溶接金属の腐食速度をグレード２９のチタンと比較して示すグラフである。
図６は、溶接に続いて熱処理した後の、シリーズ＃１〜４の合金プレートの溶接金属の破壊靭性を示すグラフである。
図７は、Ｔｉ合金Ｘ-Ｐｄ、Ｔｉ合金Ｘ-Ｒｕ、グレード２９のチタン、およびＴｉ-６２４６について、沸騰した希釈ＨＣｌ溶液の中で比較した腐食速度の分布を示すグラフである。
図８は、沖合での掘削および生産のシステムを概略的に示す図解である。
図９は、陸地での掘削および生産のシステムを概略的に示す図解である。
図１０は、掘削装置を概略的に示す図解である。
図１１Ａは、ねじを切っていないパイプセグメント（パイプ部分）または管状セグメント（管状部分）の概略的な等大の図面であり、図解の目的で一定の縮尺では描かれていないかもしれない。図１１Ｂは、図１１Ａのねじを切っていないパイプセグメントの２個からなるひと組の概略的な等大の図面であり、溶接によって接合されていて、図解の目的で一定の縮尺では描かれていないかもしれない。図１１Ｃは、ねじを切ったパイプセグメントまたは管状セグメントの概略的な等大の図面であり、図解の目的で一定の縮尺では描かれていないかもしれない。
全ての図面を通して、同様の数字は同様の部分を指している。
概して言えば、本合金の態様は、重量で５．０〜６．０％のアルミニウム（Ａｌ）、重量で３．７５〜４．７５％のジルコニウム（Ｚｒ）、重量で５．２〜６．２％のバナジウム（Ｖ）、重量で１．０〜１．７％のモリブデン（Ｍｏ）、重量で０．０４〜０．２０％のパラジウム（Ｐｄ）と重量で０．０６〜０．２０％のルテニウム（Ｒｕ）のうちの一つ、および残部のチタン（Ｔｉ）と付随的不純物を含むか、あるいは本質的にこれらから成ることができる。本合金の様々な態様に含まれうるその他の様々な元素のパーセントについては、以下でさらに詳しく説明する。特に言及しない限り、本明細書における全てのパーセントは重量によって、または重量％（ｗｔ.％）によって示される。
このチタン合金は、重量で５．０〜６．０％、重量で５．１〜５．９％、重量で５．２〜５．８％、重量で５．３〜５．７％、重量で５．４〜５．６％のアルミニウム（Ａｌ）を含むことができ、そして一つの態様においては、重量で約５．５％とすることができる。より包括的には、この合金は、５．０、５．１、５．２、５．３、５．４、５．５、５．６、５．７、５．８、５．９および６．０の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲でアルミニウムを含むことができる。非限定的な例として、この合金は、重量で５．１〜５．８％、または重量で５．３〜５．７％、または重量で５．０〜５．５％、または重量で５．０〜５．４％、または重量で５．６〜５．９％などの範囲でアルミニウムを含むことができる。
このチタン合金は、重量で３．７５〜４．７５％、または重量で３．８〜４．７％、または重量で３．９〜４．６％、または重量で４．０〜４．５％、または重量で４．１〜４．４％、または重量で４．１〜４．３％のジルコニウム（Ｚｒ）を含むことができ、そして一つの態様においては、重量で約４．２５％とすることができる。より包括的には、この合金は、３．７５、３．８、３．９、４．０、４．１、４．２、４．２５、４．３、４．４、４．５、４．６、４．７および４．７５の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲でジルコニウムを含むことができる。非限定的な例として、この合金は、重量で３．８〜４．６％、または重量で３．９〜４．５％、または重量で４．２５〜４．７％、または重量で３．７５〜４．４％、または重量で４．３〜４．６％などの範囲でジルコニウムを含むことができる。
このチタン合金は、重量で５．２〜６．２％、または重量で５．３〜６．１％、または重量で５．４〜６．０％、または重量で５．５〜５．９％、または重量で５．６〜５．８％のバナジウム（Ｖ）を含むことができ、そして一つの態様においては、重量で約５．７％とすることができる。より包括的には、この合金は、５．２、５．３、５．４、５．５、５．６、５．７、５．８、５．９、６．０、６．１および６．２の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲でバナジウムを含むことができ、従って、具体的な例はアルミニウムとジルコニウムに関して上で示した非限定的な例から理解されるだろう。
このチタン合金は、重量で１．０〜１．７％、または重量で１．１％から１．５％または１．６％または１．７％まで、または重量で１．２％から１．３％または１．４％までのモリブデン（Ｍｏ）を含むことができ、そして一つの態様においては、重量で約１．２５％とすることができる。より包括的には、この合金は、１．０、１．１、１．２、１．３、１．４、１．５、１．６および１．７の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲でモリブデンを含むことができ、従って、具体的な例はアルミニウムとジルコニウムに関して上で示した非限定的な例から理解されるだろう。
このチタン合金は、重量で０．０４〜０．２０％のパラジウム（Ｐｄ）と重量で０．０６〜０．２０％のルテニウム（Ｒｕ）のうちの一つを含むことができる。このチタン合金は、重量で０．０４または０．０５％から０．０７または０．０８または０．０９または０．１０または０．１１または０．１２または０．１３または０．１４または０．１５または０．１６または０．１７または０．１８または０．１９または０．２０％までのパラジウム（Ｐｄ）を含むことができ、そして一つの態様においては、重量で約０．０６％とすることができる。より包括的には、この合金は、重量で０．０４、０．０５、０．０６、０．０７、０．０８、０．０９、０．１０、０．１１、０．１２、０．１３、０．１４、０．１５、０．１６、０．１７、０．１８、０．１９および０．２０％の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲でパラジウムを含むことができ、これは上の非限定的な例から理解されるだろう。
このチタン合金は、重量で０．０６または０．０７または０．０８％から０．１０または０．１１または０．１２または０．１３または０．１４または０．１５または０．１６または０．１７または０．１８または０．１９または０．２０％までのルテニウム（Ｒｕ）を含むことができ、そして一つの態様においては、重量で約０．０９％とすることができる。より包括的には、この合金は、重量で０．０６、０．０７、０．０８、０．０９、０．１０、０．１１、０．１２、０．１３、０．１４、０．１５、０．１６、０．１７、０．１８、０．１９および０．２０％の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲でルテニウムを含むことができ、これは上の非限定的な例から理解されるだろう。
このチタン合金は、重量で０．２５％以下の鉄（Ｆｅ）を含むことができ、そして重量で０．０または０．０１または０．０２％から０．２５％までの鉄を含むことができ、あるいは重量で０．０３または０．０４または０．０５％から０．２４％まで、あるいは重量で０．０６または０．０７または０．０８％から０．２３％まで、あるいは重量で０．０９または０．１０％から０．２０または０．２１または０．２２％まで、あるいは重量で０．１１％から０．１９％まで、あるいは重量で０．１２％から０．１８％まで、あるいは重量で０．１３％から０．１７％まで、あるいは重量で０．１４％から０．１６％までの鉄を含むことができ、そして一つの態様においては、重量で約０．１５％とすることができる。より包括的には、この合金は、０．０、０．０１、０．０２、０．０３、０．０４、０．０５、０．０６、０．０７、０．０８、０．０９、０．１０、０．１１、０．１２、０．１３、０．１４、０．１５、０．１６、０．１７、０．１８、０．１９、０．２０、０．２１、０．２２、０．２３、０．２４および０．２５％の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲で鉄を含むことができ、これは上の例から理解されるだろう。
酸素、窒素、炭素、水素およびホウ素は、この合金の格子間元素でありうる。このチタン合金は、重量で０．１３％以下の酸素（Ｏ）を含むことができ、そして一つの態様においては、重量で約０．１０％とすることができる。このチタン合金は、重量で０．０５％以下の窒素（Ｎ）を含むことができる。このチタン合金は、重量で０．０３％以下の炭素（Ｃ）を含むことができる。このチタン合金は、重量で０．０１５％以下の水素（Ｈ）を含むことができる。このチタン合金は、０．０１５重量％以下のホウ素（Ｂ）を含むことができ、そして重量で０．０１０、０．００９、０．００８、０．００７、０．００６、０．００５、０．００４５、０．００４、０．００３５、０．００３、０．００２５、０．００２、０．００１５、０．００１、０．０００５、０．０００４、０．０００３、０．０００２または０．０００１％以下のホウ素を含むことができる。
このチタン合金は、重量で約７５．０または７６．０または７７．０または７８．０または７９．０または８０．０または８１．０％から約８３．０または８４．０または８５．０％までの範囲内のチタン（Ｔｉ）を含むことができ、そして一つの態様においては、重量で約８０．５％から約８４．８％までの範囲内とすることができ、また重量で約８２．９％とすることができる。より包括的には、この合金は、この段落における上記の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲でチタンを含むことができる。
このチタン合金は、０．２０重量％以下のイットリウム（Ｙ）を含むことができ、そして重量で０．１５、０．１０、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２、０．０１５、０．０１、０．００５または０．００１％以下のイットリウムを含むことができる。この合金は、０．２０、０．１５、０．１０、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２、０．０１５、０．０１、０．００５、０．００１および０．０の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲でイットリウムを含むことができる。
このチタン合金は、０．１０重量％以下のケイ素（Ｓｉ）を含むことができ、そして重量で０．０９、０．０８、０．０７、０．０６、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２、０．０１、０．００５または０．００１％以下のケイ素を含むことができる。この合金は、０．１０、０．０９、０．０８、０．０７、０．０６、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２、０．０１、０．００５、０．００１および０．０の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲でケイ素を含むことができる。
このチタン合金は、１．０重量％以下のスズ（Ｓｎ）を含むことができ、そして重量で０．９、０．８、０．７、０．６、０．５、０．４、０．３、０．２、０．１、０．０５または０．０１％以下のスズを含むことができる。この合金は、１．０、０．９、０．８、０．７、０．６、０．５、０．４、０．３、０．２、０．１、０．０５、０．０１および０．０の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲でスズを含むことができる。合金が上記の量でパラジウムを含むとき、この合金は、重量で０．２５、０．２、０．１５、０．１、０．０９、０．０８、０．０７、０．０６、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２、０．０１、０．００５または０．００１％以下のスズを含むことができ、そして０．２５、０．２、０．１５、０．１、０．０９、０．０８、０．０７、０．０６、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２、０．０１、０．００５、０．００１および０．０の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲でスズを含むことができる。
このチタン合金は、０．２５重量％以下のクロム（Ｃｒ）を含むことができ、そして重量で０．２、０．１５、０．１、０．０９、０．０８、０．０７、０．０６、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２、０．０１、０．００５または０．００１％以下のクロムを含むことができる。この合金は、０．２５、０．２、０．１５、０．１、０．０９、０．０８、０．０７、０．０６、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２、０．０１、０．００５、０．００１および０．０の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲でクロムを含むことができる。
このチタン合金は、０．２５重量％以下のマンガン（Ｍｎ）を含むことができ、そして重量で０．２、０．１５、０．１、０．０９、０．０８、０．０７、０．０６、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２、０．０１、０．００５または０．００１％以下のマンガンを含むことができる。この合金は、０．２５、０．２、０．１５、０．１、０．０９、０．０８、０．０７、０．０６、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２、０．０１、０．００５、０．００１および０．０の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲でマンガンを含むことができる。
このチタン合金は、０．２０重量％以下の亜鉛（Ｚｎ）を含むことができ、そして重量で０．１５、０．１、０．０９、０．０８、０．０７、０．０６、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２、０．０１、０．００５または０．００１％以下の亜鉛を含むことができる。この合金は、０．２、０．１５、０．１、０．０９、０．０８、０．０７、０．０６、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２、０．０１、０．００５、０．００１および０．０の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲で亜鉛を含むことができる。
このチタン合金は、０．２０重量％以下の銅（Ｃｕ）を含むことができ、そして重量で０．１５、０．１、０．０９、０．０８、０．０７、０．０６、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２、０．０１、０．００５または０．００１％以下の銅を含むことができる。この合金は、０．２、０．１５、０．１、０．０９、０．０８、０．０７、０．０６、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２、０．０１、０．００５、０．００１および０．０の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲で銅を含むことができる。
このチタン合金は、０．２０重量％以下のニッケル（Ｎｉ）を含むことができ、そして重量で０．１５、０．１、０．０９、０．０８、０．０７、０．０６、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２、０．０１、０．００５または０．００１％以下のニッケルを含むことができる。この合金は、０．２、０．１５、０．１、０．０９、０．０８、０．０７、０．０６、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２、０．０１、０．００５、０．００１および０．０の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲でニッケルを含むことができる。
このチタン合金は、０．２０重量％以下のコバルト（Ｃｏ）を含むことができ、そして重量で０．１５、０．１、０．０９、０．０８、０．０７、０．０６、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２、０．０１、０．００５または０．００１％以下のコバルトを含むことができる。この合金は、０．２、０．１５、０．１、０．０９、０．０８、０．０７、０．０６、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２、０．０１、０．００５、０．００１および０．０の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲でコバルトを含むことができる。
このチタン合金は、０．５重量％以下のタングステン（Ｗ）を含むことができ、そして重量で０．４、０．３、０．２、０．１、０．０９、０．０８、０．０７、０．０６、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２、０．０１、０．００５または０．００１％以下のタングステンを含むことができる。この合金は、０．５、０．４、０．３、０．２、０．１、０．０９、０．０８、０．０７、０．０６、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２、０．０１、０．００５、０．００１および０．０の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲でタングステンを含むことができる。
このチタン合金は、１．０重量％以下のハフニウム（Ｈｆ）を含むことができ、そして重量で０．９、０．８、０．７、０．６、０．５、０．４、０．３、０．２、０．１、０．０５または０．０１％以下のハフニウムを含むことができる。この合金は、１．０、０．９、０．８、０．７、０．６、０．５、０．４、０．３、０．２、０．１、０．０５、０．０１および０．０の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲でハフニウムを含むことができる。
このチタン合金は、２．０重量％以下のタンタル（Ｔａ）を含むことができ、そして重量で１．９、１．８、１．７、１．６、１．５、１．４、１．３、１．２、１．１、１．０、０．９、０．８、０．７、０．６、０．５、０．４、０．３、０．２、０．１、０．０５または０．０１％以下のタンタルを含むことができる。この合金は、２．０、１．９、１．８、１．７、１．６、１．５、１．４、１．３、１．２、１．１、１．０、０．９、０．８、０．７、０．６、０．５、０．４、０．３、０．２、０．１、０．０５、０．０１および０．０の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲でタンタルを含むことができる。
このチタン合金は、２．０重量％以下のニオブ（Ｎｂ）を含むことができ、そして重量で１．９、１．８、１．７、１．６、１．５、１．４、１．３、１．２、１．１、１．０、０．９、０．８、０．７、０．６、０．５、０．４、０．３、０．２、０．１、０．０５または０．０１％以下のニオブを含むことができる。この合金は、２．０、１．９、１．８、１．７、１．６、１．５、１．４、１．３、１．２、１．１、１．０、０．９、０．８、０．７、０．６、０．５、０．４、０．３、０．２、０．１、０．０５、０．０１および０．０の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲でニオブを含むことができる。
このチタン合金は、０．２０重量％以下のセリウム（Ｃｅ）を含むことができ、そして重量で０．１５、０．１、０．０９、０．０８、０．０７、０．０６、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２、０．０１、０．００５または０．００１％以下のセリウムを含むことができる。この合金は、０．２、０．１５、０．１、０．０９、０．０８、０．０７、０．０６、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２、０．０１、０．００５、０．００１および０．０の数値のうちのいずれか二つの間で限定される重量パーセントの範囲でセリウムを含むことができる。
このチタン合金は、チタン、アルミニウム、ジルコニウム、バナジウム、モリブデン、鉄、酸素、窒素、炭素、水素、パラジウムおよびルテニウム（または、これらの元素の任意の部分集合）以外のいずれかの単一の元素の合計量を、重量で１．０、０．９、０．８、０．７、０．６、０．５、０．４、０．３、０．２、０．１、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２または０．０１％以下の量で含むことができる。このチタン合金はまた、ここで具体的に列挙している元素以外に周期表に載っているいずれかの元素の合計量を、重量で１．０、０．９、０．８、０．７、０．６、０．５、０．４、０．３、０．２、０．１、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２または０．０１％以下の量で含むこともできる。
このチタン合金はまた、チタン、アルミニウム、ジルコニウム、バナジウム、モリブデン、鉄、酸素、窒素、炭素、水素、パラジウムおよびルテニウム（または、これらの元素の任意の部分集合）以外のこの合金中の全ての元素の組み合わせの合計量を、重量で１．０、０．９、０．８、０．７、０．６、０．５、０．４、０．３、０．２、０．１、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２または０．０１％以下の量で含むことができる。このチタン合金はまた、ここで具体的に列挙している元素以外に周期表に載っているこの合金中の全ての元素の組み合わせの合計量を、重量で１．０、０．９、０．８、０．７、０．６、０．５、０．４、０．３、０．２、０．１、０．０５、０．０４、０．０３、０．０２または０．０１％以下の量で含むこともできる。簡潔にするために、周期表は引用文献として本明細書に取り込まれることとし、それにより、それに載っている各々の元素はここで具体的に列挙されていることとする。
本合金の態様（これを、本出願の様々な箇所において「Ｔｉ合金Ｘ」と呼ぶだろう）は、熱処理が可能なアルファ・ベータ型チタン合金とすることができ、これは、ＨＰＨＴまたはＸＨＰＨＴエネルギーの抽出での使用に適した高強度、高耐食性、および耐破壊性の、融接が可能なチタン合金を提供する。組成については上でもっと広く記述しているが、Ｔｉ合金Ｘの一つのサンプルの態様の組成を表２に示す。Ｔｉ合金Ｘは表３に挙げる基本的な特性を有するとともに、表４に挙げる具体的な性能基準を満足することができ、それらの性能基準は、エネルギー抽出関連の様々な用途に関して様々な望ましい合金の属性を反映している。
アルファ・ベータ合金化元素のバランスに関して、Ｔｉ合金Ｘは、図２に例示する標準的なグレードのＴｉ-６Ａｌ-４Ｖよりも（高い強度を得るための）ベータ含有量が多く、（改善されたＫＳＣＣを得るための）アルファ含有量が少ないだろう。本合金組成物はまた、真空溶解する際に元素がミクロ偏析およびマクロ偏析する傾向が最小限であり、それにより、エネルギー抽出の領域のための構成部品を製造する際にしばしば用いられる極めて大きくて比較的均質なインゴットの製造を可能にする。
本チタン合金の態様は、破壊靭性を最適にするための（ベータ変態した状態のような）ミクロ組織の選択肢を提供する２相アルファ・ベータ型チタン合金とすることができ、これは、特定のエネルギー抽出用途において有用な耐破壊性を与えるのに望ましいだろう。
本合金の態様は、特定のアルミニウム当量とモリブデン当量を有することができる。アルミニウム当量（Ａｌ当量）は、チタン合金における正味のアルファ安定化元素の有効性を意味し、式（１）に従う。
（１）Ａｌ当量＝１(重量％Ａｌ)＋０．３３(重量％Ｓｎ)＋０．１７(重量％Ｚｒ)
＋１０(重量％Ｏ２)
モリブデン当量（Ｍｏ当量）は、この合金における「ベータ当量」、すなわち、ベータ相安定化元素の正味の有効性を意味し、式（２）に従う。
（２）Ｍｏ当量＝１(重量％Ｍｏ)＋０．６７(重量％Ｖ)＋２．５(重量％Ｆｅ)
式（１）は次のように記述することもできる：アルミニウム当量＝合金中のアルミニウムの重量％＋(０．３３)(合金中のスズの重量％)＋(０．１７)(合金中のジルコニウムの重量％)＋(１０．０)(合金中の酸素の重量％)。式（２）は次のように記述することもできる：モリブデン当量＝合金中のモリブデンの重量％＋(０．６７)(合金中のバナジウムの重量％)＋(２．５)(合金中の鉄の重量％)。本合金の態様は、７．５以上であって、そして少なくとも６．５のアルミニウム当量、および５．９以下または６．０以下であって、そして少なくとも５．０のモリブデン当量を有することができる。
（１）Ａｌ当量＝１(重量％Ａｌ)＋０．３３(重量％Ｓｎ)＋０．１７(重量％Ｚｒ)
＋１０(重量％Ｏ２)
モリブデン当量（Ｍｏ当量）は、この合金における「ベータ当量」、すなわち、ベータ相安定化元素の正味の有効性を意味し、式（２）に従う。
（２）Ｍｏ当量＝１(重量％Ｍｏ)＋０．６７(重量％Ｖ)＋２．５(重量％Ｆｅ)
式（１）は次のように記述することもできる：アルミニウム当量＝合金中のアルミニウムの重量％＋(０．３３)(合金中のスズの重量％)＋(０．１７)(合金中のジルコニウムの重量％)＋(１０．０)(合金中の酸素の重量％)。式（２）は次のように記述することもできる：モリブデン当量＝合金中のモリブデンの重量％＋(０．６７)(合金中のバナジウムの重量％)＋(２．５)(合金中の鉄の重量％)。本合金の態様は、７．５以上であって、そして少なくとも６．５のアルミニウム当量、および５．９以下または６．０以下であって、そして少なくとも５．０のモリブデン当量を有することができる。
本チタン合金の態様は、（鍛錬して溶接した金属について）少なくとも５５０°Ｆ（２８８℃）までに完全な高温酸性塩化物のブラインに対する耐食性を有し、そして曝気または脱気した非酸性（sweet）または酸性（sour）のブラインの中で５５０°Ｆ（２８８℃）までにすき間腐食に対して十分に耐性であることができる。概して言えば、本合金は、融接法を用いるときに良好な溶接性を与え、溶接した状態で溶接部の十分な延性と耐損傷性を有し、そしてＰＷＨＴの後に溶接金属の工学的特性の有用なバランスを与えることができる。
幾つかの態様において、本合金は、室温で０．１６５ポンド/ｉｎ３ （４．５７ｇ/ｃｍ ３ ）以下の密度、室温で１７．０×１００万ｐｓｉ（１１７ＧＰａ）以下の弾性率、室温で少なくとも１２５、１３０、１３５、１４０または１４５ｋｓｉ（８６２、８９６、９３１、９６５または１０００Ｍｐａ）の、あるいは１２５または１３０ｋｓｉ（８６２または８９６Ｍｐａ）から１４５または１５０ｋｓｉ（１０００または１０３４Ｍｐａ）までの範囲の降伏強さ、５００°Ｆ（２６０℃）の温度において少なくとも９０、９５、１００または１０５ｋｓｉ（６２１、６５５、６８９または７２４ＭＰａ）の、あるいは９０または９５ｋｓｉ（６２１または６５５ＭＰａ）から１０５または１１０ｋｓｉ（７２４または７５８ＭＰａ）までの範囲の降伏強さ、および沸騰した２．０重量％のＨＣｌの中での２０ｍｐｙ（０．５１ｍｍ/年）以下の腐食速度を有することができる。
幾つかの態様において、本合金は、３のｐＨを有していて６０、７０、８０または９０日間にわたって約５００°Ｆ（２６０℃）または５５０°Ｆ（２８８℃）の温度において保持される自然に曝気した海水の中に合金を６０、７０、８０または９０日間にわたって沈めた後に局所的なすき間腐食を示さないだろう。
幾つかの態様において、本合金は、空気中および塩水または海水の中で室温において少なくとも５０、５５または６０ｋｓｉ√ｉｎ（√インチ）（５５、６０または６６ＭＰａ√ｍ）の破壊靭性を有することができ、また幾つかの態様において、本合金の溶接後に熱処理した溶接部は、空気中で室温において少なくとも５０または５５ｋｓｉ√ｉｎ（５５または６０ＭＰａ√ｍ）の破壊靭性を有することができる。破壊靭性は、ＡＳＴＭＥ３９９-１２（金属材料の線形弾性平面ひずみ破壊靭性ＫＩｃのための標準試験方法）およびＡＳＴＭＥ１８２０-１３（破壊靭性の測定のための標準試験方法）に従って測定することができる。
幾つかの態様において、本合金の溶接後の溶接部（すなわち、溶接部のその後の熱処理をしていないもの）は、空気中で室温において少なくとも２．０％の伸びを有し、そして本合金の溶接後に熱処理した溶接部は、空気中で室温において少なくとも４．０％の伸びを有することができる。
試験
本合金とその他のチタン合金について様々な試験を行った。この目的のために、２１個の小さな（２５０グラム）プラズマボタンのヒート（ヒート：溶解材）の母材と、続いて、Ｔｉ-Ａｌ-Ｖ-(Ｓｎおよび/またはＺｒ)-(Ｍｏあり、または無し)-(ＲｕまたはＰｄ) の１７個の６０ポンド（２７ｋｇ）および１２０ポンド（５４ｋｇ）の二重ＶＡＲインゴットのヒートを、評価を行うために用意した。これらの合金の異なるヒートについての公称組成とそれぞれのＡｌ当量およびＭｏ当量を、表５および表６に示す。これらのプラズマボタンのヒートおよびＶＡＲインゴットのヒートを、下記の五つの合金シリーズに下位区分する：
シリーズ＃１：Ｔｉ-Ａｌ-Ｖ-Ｓｎ-(Ｒｕ)
シリーズ＃２：Ｔｉ-Ａｌ-Ｖ-Ｓｎ-Ｍｏ-(Ｒｕ)
シリーズ＃３：Ｔｉ-Ａｌ-Ｖ-Ｚｒ-(Ｐｄ)
シリーズ＃４：Ｔｉ-Ａｌ-Ｖ-Ｚｒ-Ｍｏ-(ＰｄまたはＲｕ)
シリーズ＃５：Ｔｉ-Ａｌ-Ｖ-Ｚｒ-Ｓｎ-Ｍｏ-(Ｒｕ)。
本合金とその他のチタン合金について様々な試験を行った。この目的のために、２１個の小さな（２５０グラム）プラズマボタンのヒート（ヒート：溶解材）の母材と、続いて、Ｔｉ-Ａｌ-Ｖ-(Ｓｎおよび/またはＺｒ)-(Ｍｏあり、または無し)-(ＲｕまたはＰｄ) の１７個の６０ポンド（２７ｋｇ）および１２０ポンド（５４ｋｇ）の二重ＶＡＲインゴットのヒートを、評価を行うために用意した。これらの合金の異なるヒートについての公称組成とそれぞれのＡｌ当量およびＭｏ当量を、表５および表６に示す。これらのプラズマボタンのヒートおよびＶＡＲインゴットのヒートを、下記の五つの合金シリーズに下位区分する：
シリーズ＃１：Ｔｉ-Ａｌ-Ｖ-Ｓｎ-(Ｒｕ)
シリーズ＃２：Ｔｉ-Ａｌ-Ｖ-Ｓｎ-Ｍｏ-(Ｒｕ)
シリーズ＃３：Ｔｉ-Ａｌ-Ｖ-Ｚｒ-(Ｐｄ)
シリーズ＃４：Ｔｉ-Ａｌ-Ｖ-Ｚｒ-Ｍｏ-(ＰｄまたはＲｕ)
シリーズ＃５：Ｔｉ-Ａｌ-Ｖ-Ｚｒ-Ｓｎ-Ｍｏ-(Ｒｕ)。
２５０グラムのボタンヒートをベータ＋アルファ・ベータ熱間圧延して０．１１インチ（２．８ｍｍ）の厚さのシートとし、そしてベータ焼鈍と最終のアルファ・ベータ焼鈍（１４００°Ｆ（７６０℃）、２時間の徐冷）を行い、それにより、試験を行うための十分に変態したベータ＋溶体化処理＋半時効（ＳＴＡ）状態の合金シートを用意した。二重ＶＡＲインゴットはベータ＋アルファ・ベータ鍛造して１．２５インチ（３２ｍｍ）のスラブとし、続いて、アルファ・ベータ熱間圧延して、それにより、熱処理と試験を行うための０．２５〜１．０インチ（６〜２５ｍｍ）のプレートパネル（板状パネル）とした。プレートの熱処理は典型的に次の三つの工程からなる：
１．１８００°Ｆ（９８２℃）で２０分間のベータ焼鈍（ＢＡ）、続いて、空冷（ＡＣ冷却速度は約１３°Ｆ（７℃）/秒）または二つの０．５インチ（１３ｍｍ）の鋼板の間での空気中の徐冷（ＳＣ冷却速度は約１．８°Ｆ（１．０℃）/秒）。
２．１〜４時間の中間のアルファ・ベータ焼鈍（すなわち、１３００〜１６００°Ｆ（７０４〜８７１℃）での溶体化処理）、続いて、空気中での冷却（ＡＣ冷却速度は約１２°Ｆ（７℃）/秒）または二つの０．５インチ（１３ｍｍ）の鋼板の間での空気中の徐冷（ＳＣ）（ＳＣ冷却速度は約１．２°Ｆ（０．７℃）/秒）。
３．１０００°Ｆ（５３８℃）で４〜１２時間の最終の時効、次いで、空冷（ＡＣ）。
１．１８００°Ｆ（９８２℃）で２０分間のベータ焼鈍（ＢＡ）、続いて、空冷（ＡＣ冷却速度は約１３°Ｆ（７℃）/秒）または二つの０．５インチ（１３ｍｍ）の鋼板の間での空気中の徐冷（ＳＣ冷却速度は約１．８°Ｆ（１．０℃）/秒）。
２．１〜４時間の中間のアルファ・ベータ焼鈍（すなわち、１３００〜１６００°Ｆ（７０４〜８７１℃）での溶体化処理）、続いて、空気中での冷却（ＡＣ冷却速度は約１２°Ｆ（７℃）/秒）または二つの０．５インチ（１３ｍｍ）の鋼板の間での空気中の徐冷（ＳＣ）（ＳＣ冷却速度は約１．２°Ｆ（０．７℃）/秒）。
３．１０００°Ｆ（５３８℃）で４〜１２時間の最終の時効、次いで、空冷（ＡＣ）。
最終の熱処理の後に、全ての鍛錬したシートおよびプレートの材料について適切に表面状態の調整を行い、そして公称の組成の目標値を確認するために化学的に分析した。
シートおよびプレートの溶接．溶接金属と溶接接合部を適切に評価するために、０．１１”（０．１１インチ（２．８ｍｍ））のシートパネルと０．３７５”（９．５ｍｍ）のプレート片の幾つかを機械ＧＴＡ溶接した。シートパネルは、パネルの両面に適用される完全溶込み溶接した。適用した溶接後の熱処理（ＰＷＨＴ）は、１４００°Ｆ（７６０℃）で２時間、次いで、二つの０．５インチ（１３ｍｍ）の鋼板の間での空気中の徐冷（ＳＣ）であった。プレートの溶接は機械ＧＴＡ装置によって行われるマルチパス突合せ溶接であり、溶加金属の薄い金属ストリップを接合部に手動で連続して供給した。トータルで４回のパスによって、０．３７５インチ（９．５ｍｍ）のプレートの溶接接合部を埋めた。次いで、これらの突合せ溶接したパネルについて、１４００°Ｆ（７６０℃）または１４５０°Ｆ（７８８℃）で１．５時間の溶接後の熱処理を行い、１０００°Ｆ（５３８℃）まで徐冷し、次いで、１０００°Ｆ（５３８℃）で４時間のＡＣ（空冷）の時効を行い、溶接金属の試験に供した。
シートおよびプレートの溶接．溶接金属と溶接接合部を適切に評価するために、０．１１”（０．１１インチ（２．８ｍｍ））のシートパネルと０．３７５”（９．５ｍｍ）のプレート片の幾つかを機械ＧＴＡ溶接した。シートパネルは、パネルの両面に適用される完全溶込み溶接した。適用した溶接後の熱処理（ＰＷＨＴ）は、１４００°Ｆ（７６０℃）で２時間、次いで、二つの０．５インチ（１３ｍｍ）の鋼板の間での空気中の徐冷（ＳＣ）であった。プレートの溶接は機械ＧＴＡ装置によって行われるマルチパス突合せ溶接であり、溶加金属の薄い金属ストリップを接合部に手動で連続して供給した。トータルで４回のパスによって、０．３７５インチ（９．５ｍｍ）のプレートの溶接接合部を埋めた。次いで、これらの突合せ溶接したパネルについて、１４００°Ｆ（７６０℃）または１４５０°Ｆ（７８８℃）で１．５時間の溶接後の熱処理を行い、１０００°Ｆ（５３８℃）まで徐冷し、次いで、１０００°Ｆ（５３８℃）で４時間のＡＣ（空冷）の時効を行い、溶接金属の試験に供した。
特定の試験．下に記載した機械的試験および腐食試験を行った。
上記の沸騰希釈ＨＣｌ腐食速度試験は、高温の水性塩化物媒体中でのすき間腐食と応力腐食の両方に対するチタン合金の相対的な耐性を評価するための方法を示している。希釈ＨＣｌ腐食速度の基準は実験的に誘導されたものであり、公知のチタン合金の高温ブライン耐性と相関性がある。
特性試験の結果
全ての５種の一連の合金を、表４に明示する合金特性について試験した。
ミクロ組織：これらの十分に変態したベータミクロ組織は、主として、ＢＡ-ＡＣ＋ＳＴＡの条件の場合は、微細な小板でかご状織物の組織で、徐冷したＢＡ-ＳＣ＋ＳＴＡの条件の場合は、かご状織物とコロニー構造の混合組織であった。１．２％以上のＭｏを添加することによってＧＢＡと小板のサイズは低下し、そしてＢＡ-ＳＣ（ベータ焼鈍＋徐冷）の条件においてかご状織物の組織の体積分率が増大し、それにより合金の強度は増大し、破壊靭性がわずかに低下した。
全ての５種の一連の合金を、表４に明示する合金特性について試験した。
ミクロ組織：これらの十分に変態したベータミクロ組織は、主として、ＢＡ-ＡＣ＋ＳＴＡの条件の場合は、微細な小板でかご状織物の組織で、徐冷したＢＡ-ＳＣ＋ＳＴＡの条件の場合は、かご状織物とコロニー構造の混合組織であった。１．２％以上のＭｏを添加することによってＧＢＡと小板のサイズは低下し、そしてＢＡ-ＳＣ（ベータ焼鈍＋徐冷）の条件においてかご状織物の組織の体積分率が増大し、それにより合金の強度は増大し、破壊靭性がわずかに低下した。
降伏強さ．
ａ．シート：全ての合金の変種において、ＹＳの最小値である１３０ｋｓｉ（８９６ＭＰａ）およびＵＴＳの最小値である１４５ｋｓｉ（１０００ＭＰａ）（の目標値を満足し、シリーズ＃１〜４の合金において最小限の差異を示した。これは、時効によって強度が向上するＳＴ焼鈍によって達成される、比較的高いシート空冷速度に由来する。
ａ．シート：全ての合金の変種において、ＹＳの最小値である１３０ｋｓｉ（８９６ＭＰａ）およびＵＴＳの最小値である１４５ｋｓｉ（１０００ＭＰａ）（の目標値を満足し、シリーズ＃１〜４の合金において最小限の差異を示した。これは、時効によって強度が向上するＳＴ焼鈍によって達成される、比較的高いシート空冷速度に由来する。
ｂ．シート：全てのシリーズについて、ＹＳＲＴ/ＹＳ５００°Ｆ（２６０℃） は約０．７８で、ＵＴＳＲＴ/ＵＴＳ５００°Ｆ（２６０℃） は約０．８２であり、従って、最小限の高温強度の目標値を満足した。
ｃ．プレート：表７に挙げる室温での引張り特性と図２においてグラフで比較した降伏強さの値について、以下の重要な所見がなされた：
図２にプロットした全ての３つの最終の熱処理条件（ＢＡ-ＡＣおよびＢＡ-ＳＣ＋時効）において、シリーズ＃４と＃５の合金だけが、１３０ｋｓｉ（８９６ＭＰａ）の最小限のＹＳ基準を満足した。他のシリーズ（＃１〜３）は、ＢＡ-ＡＣ＋１４００°Ｆ（７６０℃）のＡＣ＋時効の条件およびＢＡ-ＳＣ＋１４００°Ｆ（７６０℃）のＡＣ＋時効の条件（すなわち、１４００°Ｆ（７６０℃）のＳＴ焼鈍から８度Ｆ（４℃）/秒超で空冷したとき）において最小限のＹＳ基準を満足したが、シリーズ＃１〜３のプレートにおける徐冷ＢＡ-ＳＣ＋１４００°Ｆ（７６０℃）のＳＣ＋時効の条件では、この降伏強さの目標値を達成できなかった。このことは、シリーズ＃４の組成物は他のシリーズの合金よりも幾分深く硬化することができて、これは、比較的重い部分の構成部品において最小限の強度を達成するのに必要なことであることを意味するだろう。
図２にプロットした全ての３つの最終の熱処理条件（ＢＡ-ＡＣおよびＢＡ-ＳＣ＋時効）において、シリーズ＃４と＃５の合金だけが、１３０ｋｓｉ（８９６ＭＰａ）の最小限のＹＳ基準を満足した。他のシリーズ（＃１〜３）は、ＢＡ-ＡＣ＋１４００°Ｆ（７６０℃）のＡＣ＋時効の条件およびＢＡ-ＳＣ＋１４００°Ｆ（７６０℃）のＡＣ＋時効の条件（すなわち、１４００°Ｆ（７６０℃）のＳＴ焼鈍から８度Ｆ（４℃）/秒超で空冷したとき）において最小限のＹＳ基準を満足したが、シリーズ＃１〜３のプレートにおける徐冷ＢＡ-ＳＣ＋１４００°Ｆ（７６０℃）のＳＣ＋時効の条件では、この降伏強さの目標値を達成できなかった。このことは、シリーズ＃４の組成物は他のシリーズの合金よりも幾分深く硬化することができて、これは、比較的重い部分の構成部品において最小限の強度を達成するのに必要なことであることを意味するだろう。
ｄ．プレート：ベータ合金の含有量（すなわち、Ｍｏ当量）が増大すると、強度は最も劇的に増大した。５．０超のＭｏ当量は最小限の強度を満足した（２Ａ、３Ａ）。しかし、５．９以上または６．０以上のＭｏ当量は、高い強度とともに、急冷ＢＡ-ＡＣ＋ＳＴＡ処理の後にずっと低い延性をもたらし（４Ｄ、４Ｆ）、このことから、各々の溶接パスの急冷が典型的に起こるような溶接においては、許容できないほどに低い延性と靭性が生じると予想される、と推論することができる。
ｅ．プレート：５．２重量％超のアルミニウム含有量は、最小限のＹＳ強度の目標値を満足した（１Ａ対１Ｂ、２Ａ対２Ｃ、４Ｂ対４Ｃ、４Ｇ、４Ｈ、４Ｊ、４Ｋ、４Ｎ）。
ｆ．プレート：Ｚｒ含有量が３．７％から４．５％に増大すると、強度はかなり増大し（３Ｃ対３Ｂ）、等量（２：１のＺｒ：Ｓｎ）のＳｎ含有量（４Ｃ対２Ｃ、３Ｃ対２Ｃ）または等量のＳｎ/Ｚｒの組み合わせ（４Ｅ対５Ａ）を上回る優れた強度をもたらした。
ｆ．プレート：Ｚｒ含有量が３．７％から４．５％に増大すると、強度はかなり増大し（３Ｃ対３Ｂ）、等量（２：１のＺｒ：Ｓｎ）のＳｎ含有量（４Ｃ対２Ｃ、３Ｃ対２Ｃ）または等量のＳｎ/Ｚｒの組み合わせ（４Ｅ対５Ａ）を上回る優れた強度をもたらした。
ｇ．プレート：０．７％のＭｏは強度にほとんど影響しないが、１．２％以上のＭｏ含有量は強度をかなり増大させた（３Ｃ、４Ａ対４Ｃ、４Ｇ、４Ｅ、４Ｋ、４Ｎ、４Ｏ）。
ｈ．プレート：シリーズ＃２の合金において、０．７〜２．０％のＭｏを添加すると、伸びがかなり改善した（２Ｂ対１Ｂ）。
ｈ．プレート：シリーズ＃２の合金において、０．７〜２．０％のＭｏを添加すると、伸びがかなり改善した（２Ｂ対１Ｂ）。
ｉ．プレート：全てのシリーズについて、ＹＳＲＴ/ＹＳ５００°Ｆ（２６０℃） は約０．７２で、ＵＴＳＲＴ/ＵＴＳ５００°Ｆ（２６０℃） は約０．８１であり、このことは、Ｚｒ、ＳｎまたはＭｏの変化がほとんど影響しないことを示している。従って、１３０ｋｓｉ（８９６ＭＰａ）以上のＹＳの最小値が達成されたときに、高温強度の目標値を満足した。
延性．
プレート：全てのシリーズの合金において、ＹＳが約１４５ｋｓｉ未満となる熱処理条件で、延性が６％の最小伸びの目標値を超えた。シリーズ＃２の合金と比較して、シリーズ＃４の合金は容易に熱処理が可能であり、ＢＡ-ＡＣ（空冷）＋ＳＴＡ処理の後に、比較的低いが、しかし望ましい強度の範囲と高い延性が得られた（４Ｃ対２Ｃ）。
プレート：全てのシリーズの合金において、ＹＳが約１４５ｋｓｉ未満となる熱処理条件で、延性が６％の最小伸びの目標値を超えた。シリーズ＃２の合金と比較して、シリーズ＃４の合金は容易に熱処理が可能であり、ＢＡ-ＡＣ（空冷）＋ＳＴＡ処理の後に、比較的低いが、しかし望ましい強度の範囲と高い延性が得られた（４Ｃ対２Ｃ）。
破壊靭性．図２において強度に対してプロットし、また室温の空気と自然に曝気した海水の中で実施した、完全に変態したベータ＋溶体化処理および時効（ＳＴＡ）の条件（ＢＡ-ＳＣ＋ＳＴＡまたはＢＡ-ＡＣ＋ＳＴＡ）、におけるプレート：
ａ．図３に示すように、５つの全てのシリーズの合金の変種は、空気および海水中で室温において６０ｋｓｉ√ｉｎ（６６Ｍｐａ√ｍ）の最小Ｋ値の目標と約１４０ｋｓｉ（９６５ＭＰａ）以下の降伏強さを満足した。
ａ．図３に示すように、５つの全てのシリーズの合金の変種は、空気および海水中で室温において６０ｋｓｉ√ｉｎ（６６Ｍｐａ√ｍ）の最小Ｋ値の目標と約１４０ｋｓｉ（９６５ＭＰａ）以下の降伏強さを満足した。
ｂ．（Ｚｒ-Ｍｏを含有する）シリーズ＃４の合金は、近似する強度のレベルにおいて、空気および海水中でシリーズ＃１〜３の合金よりも幾分高いＫ値を有するようである。
ｃ．Ａｌ当量が７．５以上であるとき、海水中での最小Ｋ値（ＫＳＣＣ）を満足しなかった（すなわち、許容できないほどに高い塩化物ＳＣＣ感受性）（２Ｄ）。
ｃ．Ａｌ当量が７．５以上であるとき、海水中での最小Ｋ値（ＫＳＣＣ）を満足しなかった（すなわち、許容できないほどに高い塩化物ＳＣＣ感受性）（２Ｄ）。
ｄ．降伏強さが１３５ｋｓｉ（９３１ＭＰａ）を超えるとき、５．９以上または６．０以上のＭｏ当量では、海水中での最小ＫＳＣＣを満足しなかった（４Ｄ）。Ｍｏ当量が５．９以上または６．０以上に増大するとＳＣＣ感受性が悪化し（４Ｄ、４Ｆ）、そして靭性の低下と粒界破壊のモードが促進した。
ｅ．１．７％未満のＭｏ含有量によってはＫＳＣＣは比較的に影響されなかったが、しかし１．７％のＭｏにおいて幾分低下した（２Ｄ、４Ｅ）。
ｆ．シリーズ＃４の合金においてＭｏ含有量が０．７％以上であると、空気および海水中での粒界破壊モード／粒内破壊モードの比率が増大し、破壊靭性が低下する傾向があった。この影響は、多くの場合において時効時間を長くする（４時間→１２時間）ことによって幾分軽減した。
ｆ．シリーズ＃４の合金においてＭｏ含有量が０．７％以上であると、空気および海水中での粒界破壊モード／粒内破壊モードの比率が増大し、破壊靭性が低下する傾向があった。この影響は、多くの場合において時効時間を長くする（４時間→１２時間）ことによって幾分軽減した。
ｇ．５つの全てのシリーズの合金の変種について、同様の低い程度の塩化物ＳＣＣ感受性が示され、それにより、ＫＳＣＣ（ｓｅａｗａｔｅｒ）／Ｋａｉｒの比率は、１４２ｋｓｉ（９７９ＭＰａ）以下の降伏強さにおいて０．８〜１．０の範囲内に入った（典型的には０．８７）。
沸騰する希釈ＨＣｌ溶液の中での腐食速度．
シート．沸騰する２％のＨＣｌの中での２０ミル（すなわち、ミリインチ）/年（ｍｐｙ）（０．５１ｍｍ/年）の最大限に許容できる腐食速度を用いて、この条件についてのシリーズ＃１〜５のプラズマボタン溶解したシート状クーポンの腐食速度から、以下の見地が得られた（図４にプロットする）。
シート．沸騰する２％のＨＣｌの中での２０ミル（すなわち、ミリインチ）/年（ｍｐｙ）（０．５１ｍｍ/年）の最大限に許容できる腐食速度を用いて、この条件についてのシリーズ＃１〜５のプラズマボタン溶解したシート状クーポンの腐食速度から、以下の見地が得られた（図４にプロットする）。
ａ．許容できる合金の変種：
− Ｐｄを含むシリーズ＃３および４
− Ｒｕを含むシリーズ＃１、３および４
− Ｒｕを含むシリーズ＃２（Ｍｏが０．５％以下の場合のみ）
− Ｒｕを含むシリーズ＃５（ただし、Ｍｏを含まない場合）
ｂ．許容できない合金の変種：
− Ｐｄを含むシリーズ＃１および２
− Ｒｕを含むシリーズ＃２（Ｍｏが１．０％以上の場合）
ｃ．最も低い腐食速度はＰｄを含むシリーズ＃３および４の合金で達成され、ＡＳＴＭグレード２４（２３Ｐ）および２９Ｔｉ（Ｔｉ-２９）に近い速度を示した。
− Ｐｄを含むシリーズ＃３および４
− Ｒｕを含むシリーズ＃１、３および４
− Ｒｕを含むシリーズ＃２（Ｍｏが０．５％以下の場合のみ）
− Ｒｕを含むシリーズ＃５（ただし、Ｍｏを含まない場合）
ｂ．許容できない合金の変種：
− Ｐｄを含むシリーズ＃１および２
− Ｒｕを含むシリーズ＃２（Ｍｏが１．０％以上の場合）
ｃ．最も低い腐食速度はＰｄを含むシリーズ＃３および４の合金で達成され、ＡＳＴＭグレード２４（２３Ｐ）および２９Ｔｉ（Ｔｉ-２９）に近い速度を示した。
ｄ．許容できない高い腐食速度は、チタン合金中に０．５％以上のＳｎとＰｄが共存するときに生じる。
ｅ．Ｍｏ含有量が増大すると、この高度に有害な腐食を悪化させるＳｎ＋Ｐｄの相互作用が打ち消される傾向がある。しかし、２０ｍｐｙ（０．５１ｍｍ/ｙ）以下の目標値を満足するためには、１．２％よりもずっと大きなＭｏのレベルは必要ないだろう。
ｅ．Ｍｏ含有量が増大すると、この高度に有害な腐食を悪化させるＳｎ＋Ｐｄの相互作用が打ち消される傾向がある。しかし、２０ｍｐｙ（０．５１ｍｍ/ｙ）以下の目標値を満足するためには、１．２％よりもずっと大きなＭｏのレベルは必要ないだろう。
ｆ．Ｍｏが存在しないとき、Ｒｕを含むシリーズ＃１の合金は、Ｒｕを含むシリーズ＃３の合金よりも幾分低い速度を示した。
ｇ．Ｍｏ含有量が増大すると、Ｒｕを含むシリーズ＃２（Ｓｎ-Ｍｏ）の合金とＲｕを含むシリーズ＃４（Ｚｒ-Ｍｏ）の合金のいずれかにおいて速度が増大する傾向があった。
ｇ．Ｍｏ含有量が増大すると、Ｒｕを含むシリーズ＃２（Ｓｎ-Ｍｏ）の合金とＲｕを含むシリーズ＃４（Ｚｒ-Ｍｏ）の合金のいずれかにおいて速度が増大する傾向があった。
ｈ．Ｍｏ含有量が１．２％まで増大するとき、Ｐｄを含むシリーズ＃４（Ｚｒ-Ｍｏ）の合金における速度に顕著な影響は及ぼさなかった。
プレート．これらのシートのクーポンの結果に基づいて、高度に有害なＳｎ＋Ｐｄの組み合わせを避けるために、以下のシリーズ＃５の二重ＶＡＲヒートのプレートの組成物（表６）を設計した。全てのシリーズの合金プレートのクーポンについての対応する腐食速度を、図５においてグラフで比較する。これにより、２０ｍｐｙ（０．５１ｍｍ/ｙ）以下の目標値に関して、以下の見地が明らかになった：
ａ．許容できる合金の変種：
− Ｐｄを含むシリーズ＃３および４
− Ｒｕを含むシリーズ＃１および４
ｂ．許容できない合金の変種：
− Ｒｕを含むシリーズ＃２
− Ｍｏ当量が５．９超のときのＲｕを含むシリーズ＃４（４Ｄ）
− Ｒｕを含むシリーズ＃５（Ｍｏが１．７％以上の場合）（５Ａ）
ｃ．シートについて、最も低い腐食速度はＰｄを含むシリーズ＃３および４の合金で達成され、グレード２９Ｔｉに近い速度を示した。
プレート．これらのシートのクーポンの結果に基づいて、高度に有害なＳｎ＋Ｐｄの組み合わせを避けるために、以下のシリーズ＃５の二重ＶＡＲヒートのプレートの組成物（表６）を設計した。全てのシリーズの合金プレートのクーポンについての対応する腐食速度を、図５においてグラフで比較する。これにより、２０ｍｐｙ（０．５１ｍｍ/ｙ）以下の目標値に関して、以下の見地が明らかになった：
ａ．許容できる合金の変種：
− Ｐｄを含むシリーズ＃３および４
− Ｒｕを含むシリーズ＃１および４
ｂ．許容できない合金の変種：
− Ｒｕを含むシリーズ＃２
− Ｍｏ当量が５．９超のときのＲｕを含むシリーズ＃４（４Ｄ）
− Ｒｕを含むシリーズ＃５（Ｍｏが１．７％以上の場合）（５Ａ）
ｃ．シートについて、最も低い腐食速度はＰｄを含むシリーズ＃３および４の合金で達成され、グレード２９Ｔｉに近い速度を示した。
ｄ．Ｍｏ含有量が１．７％まで増大するとき、Ｐｄを含むシリーズ＃４の合金についての速度にはほとんど影響を及ぼさなかった。
ｅ．シリーズ＃１〜４の合金の腐食速度は、ＢＡ-ＳＣに対するＢＡ-ＡＣのような、最終の熱処理の変化によって著しくは影響されず、あるいは後続のＳＴＡ最終熱処理のパラメーターの変化によっても影響されなかった。
ｅ．シリーズ＃１〜４の合金の腐食速度は、ＢＡ-ＳＣに対するＢＡ-ＡＣのような、最終の熱処理の変化によって著しくは影響されず、あるいは後続のＳＴＡ最終熱処理のパラメーターの変化によっても影響されなかった。
プレートの溶接金属．同様の沸騰する２重量％ＨＣｌによる腐食速度の試験を、溶接後に熱処理したプレートの溶接部について行った。対応する母材金属と比較した結果を図５に示す。以下の見地が得られた：
ａ．溶接金属の腐食速度はプレートの母材金属の傾向に匹敵したが、しかし、多くの場合において幾つかのｍｐｙは対応する母材金属よりも高い傾向があった。従って、Ｐｄを含むシリーズ＃３および＃４の溶接部は終始一貫して最も低い速度を示し、それはグレード２９Ｔｉの溶接部よりもほんのわずかに高かった。
ａ．溶接金属の腐食速度はプレートの母材金属の傾向に匹敵したが、しかし、多くの場合において幾つかのｍｐｙは対応する母材金属よりも高い傾向があった。従って、Ｐｄを含むシリーズ＃３および＃４の溶接部は終始一貫して最も低い速度を示し、それはグレード２９Ｔｉの溶接部よりもほんのわずかに高かった。
ｂ．２つの例外に含まれるのは、溶接部が母材金属の速度の２倍以上であったＲｕを含むシリーズ＃１の合金（１Ａ）、および母材よりも溶接部の腐食速度の限定された低下を示したＲｕを含むシリーズ＃４（４Ｄ）であった。
すき間腐食の耐性．
Ｒｕを含むシリーズ＃１〜４の合金の変種のプレートおよびＰｄを含むシリーズ＃３および＃４の合金について、自然に曝気したｐＨ３の海水中で、高温の６０日間のすき間試験を行った。これら５００°Ｆ（２６０℃）のすき間試験のクーポンの全てが、すき間のある表面またはすき間のない表面において顕著な金属損失または局所的な攻撃を示さなかった。それに続いて、ＲｕまたはＰｄを含むシリーズ＃４の合金のプラズマボタン溶解したシートについての５５０°Ｆ（２８８℃）でのｐＨ３の海水中の６０日間のすき間試験によって、０．０４重量％以上のＲｕまたは０．０３重量％以上のＰｄを含む合金について、局所的なすき間の攻撃が防がれたことが示された。
Ｒｕを含むシリーズ＃１〜４の合金の変種のプレートおよびＰｄを含むシリーズ＃３および＃４の合金について、自然に曝気したｐＨ３の海水中で、高温の６０日間のすき間試験を行った。これら５００°Ｆ（２６０℃）のすき間試験のクーポンの全てが、すき間のある表面またはすき間のない表面において顕著な金属損失または局所的な攻撃を示さなかった。それに続いて、ＲｕまたはＰｄを含むシリーズ＃４の合金のプラズマボタン溶解したシートについての５５０°Ｆ（２８８℃）でのｐＨ３の海水中の６０日間のすき間試験によって、０．０４重量％以上のＲｕまたは０．０３重量％以上のＰｄを含む合金について、局所的なすき間の攻撃が防がれたことが示された。
高温酸性ブライン応力腐食割れ（ＳＣＣ）に対する耐性．
表８で詳細に記述しているように、Ｈ２ＳガスおよびＣＯ２ガス（元素状硫黄も含む）で加圧された高温酸性で曝気された２５〜３３％ＮａＣｌブラインの中でのＳＣＣ感受性について、ＮＡＣＥＴＭ０１９８-２０１１（酸性の油田での使用における応力腐食割れについて耐食性合金を検査するための低ひずみ速度試験法）に従って、シリーズ＃１〜４の合金のプレートを試験した。この表では、各々の合金についての絞り（ＲＡ）および破壊時間（ＴＴＦ）の環境対不活性参照比を挙げていて、これらは、低ひずみ（４×１０−６/秒）の丸みをつけた（または滑らかな）引張り試料が破壊するまでのＳＣＣ感受性の度合いを示している。シリーズ＃１〜４の大部分は０．９０以上の比率の目標値を満足するが、試料の破壊実験によって、シリーズ＃１、２および３の合金試料の全てについて塩化物によるＳＣＣによる脆性破壊領域が生じるかなりの証拠が明らかになった。７．０という高いＭｏ当量を有する４Ｆ合金を除いて、シリーズ＃４の合金でＰｄを含むもの（４Ａ〜４Ｅ、４Ｇ）またはＲｕを含むもの（４Ｄおよび４Ｎ）の全てについて、ＳＣＣの顕著な兆候は認められなかった（すなわち、全てが０．９０以上の比率で、脆性破壊領域はなかった）。これらシリーズ＃４の合金は、比較のために試験したＮＡＣＥ酸性規格標準によって認可されたＴｉ-６２４６合金とは異なって、５５０°Ｆ（２８８℃）の高温酸性ブラインＳＣＣに対する耐性の要件を満足した。
表８で詳細に記述しているように、Ｈ２ＳガスおよびＣＯ２ガス（元素状硫黄も含む）で加圧された高温酸性で曝気された２５〜３３％ＮａＣｌブラインの中でのＳＣＣ感受性について、ＮＡＣＥＴＭ０１９８-２０１１（酸性の油田での使用における応力腐食割れについて耐食性合金を検査するための低ひずみ速度試験法）に従って、シリーズ＃１〜４の合金のプレートを試験した。この表では、各々の合金についての絞り（ＲＡ）および破壊時間（ＴＴＦ）の環境対不活性参照比を挙げていて、これらは、低ひずみ（４×１０−６/秒）の丸みをつけた（または滑らかな）引張り試料が破壊するまでのＳＣＣ感受性の度合いを示している。シリーズ＃１〜４の大部分は０．９０以上の比率の目標値を満足するが、試料の破壊実験によって、シリーズ＃１、２および３の合金試料の全てについて塩化物によるＳＣＣによる脆性破壊領域が生じるかなりの証拠が明らかになった。７．０という高いＭｏ当量を有する４Ｆ合金を除いて、シリーズ＃４の合金でＰｄを含むもの（４Ａ〜４Ｅ、４Ｇ）またはＲｕを含むもの（４Ｄおよび４Ｎ）の全てについて、ＳＣＣの顕著な兆候は認められなかった（すなわち、全てが０．９０以上の比率で、脆性破壊領域はなかった）。これらシリーズ＃４の合金は、比較のために試験したＮＡＣＥ酸性規格標準によって認可されたＴｉ-６２４６合金とは異なって、５５０°Ｆ（２８８℃）の高温酸性ブラインＳＣＣに対する耐性の要件を満足した。
従って、本合金（またはそのプレートあるいはその他の構成部品）は、高温の脱気された２５〜３３％ＮａＣｌブラインの中で、少なくとも１６０°Ｆ（７１℃）、１７０°Ｆ（７７℃）、２００°Ｆ（９３℃）、３００°Ｆ（１４９℃）、４００°Ｆ（２０４℃）、５００°Ｆ（２６０℃）、５５０°Ｆ（２８８℃）以上の温度において、この高温のブラインの中に合金または構成部品を沈めた後に、これらのＳＣＣ耐性の要件を満足する（あるいは、十分にＳＣＣ耐性である）。これらの条件の下で、本合金はＳＣＣの顕著な兆候を示さず、従って、ＲＡ比とＴＴＦ比は少なくとも０．９０であり、またこの合金は脆性破壊する領域を示さないか、あるいは脆性破壊領域は高温のブラインに晒された合金の全表面積の１．０％以下または２．０％以下である。表８に示すように、様々な合金は、２５０ポンド/平方インチの絶対圧（ｐｓｉａ）（１７２０ｋＰａ）のＨ２Ｓ、２５０ｐｓｉａ（１７２０ｋＰａ）のＣＯ２、０．５％の酢酸（ＨＡｃ）および１グラム/リットル（ｇｐｌ）の硫黄（Ｓ）を含む脱気した２５％塩化ナトリウム（ＮａＣｌ）の高温のブラインの中で、あるいは、脱気した３３％ＮａＣｌ、１４５ｐｓｉａ（１０００ｋＰａ）のＨ２Ｓ、１０００ｐｓｉａ（６９００ｋＰａ）のＣＯ２および１ｇｐｌのＳの高温のブラインの中で、あるいは、５００ｐｓｉａ（３４５０ｋＰａ）のＨ２Ｓ、５００ｐｓｉａ（３４５０ｋＰａ）のＣＯ２および１ｇｐｌのＳを含む脱気した３３％ＮａＣｌの高温のブラインの中で試験された。
溶接性．
溶接性の評価には通常、溶接したままの状態および溶接後に熱処理（ＰＷＨＴ）した状態の両方における溶接金属の性質と強靭性の考察が含まれる。従って、マルチパス融合突合せ溶接した構成部品は、溶接した接合部の研削、切削、操作などの処理を行うために、ＰＷＨＴの前と後に、適切な延性、靭性、および耐損傷性を備えていなければならない。ＰＷＨＴの後に、構成部品の溶接金属と熱影響部（ＨＡＺ）の金属は、対応するＴｉ合金Ｘの鍛錬した金属または母材金属の最小降伏強さを満足し、そして好ましくはそれを上回っているはずであり、その一方で、表４に挙げた最小の延性と破壊靭性（ＫＪ）の目標値を十分に満足するはずである。
溶接性の評価には通常、溶接したままの状態および溶接後に熱処理（ＰＷＨＴ）した状態の両方における溶接金属の性質と強靭性の考察が含まれる。従って、マルチパス融合突合せ溶接した構成部品は、溶接した接合部の研削、切削、操作などの処理を行うために、ＰＷＨＴの前と後に、適切な延性、靭性、および耐損傷性を備えていなければならない。ＰＷＨＴの後に、構成部品の溶接金属と熱影響部（ＨＡＺ）の金属は、対応するＴｉ合金Ｘの鍛錬した金属または母材金属の最小降伏強さを満足し、そして好ましくはそれを上回っているはずであり、その一方で、表４に挙げた最小の延性と破壊靭性（ＫＪ）の目標値を十分に満足するはずである。
プレートの溶接部の機械的特性．
マルチパス機械ＧＴＡ溶接した０．３７５”（９．５ｍｍ）のプレート片の溶接部全体の引張り特性と破壊靭性を、シリーズ＃１〜４の合金の変種の大部分について測定した。１４００°Ｆ（７６０℃）または１４５０°Ｆ（７８８℃）のＰＷＨＴ＋時効の後に、４つのシリーズの全てにおいて、１３６〜１５０ｋｓｉ（９３８〜１０３４ＭＰａ）のＹＳと４％以上の伸びを示す溶接部が形成された。表９は、ＰＷＨＴの後の、シリーズ＃２および＃４の溶接金属の特性についての幾つかの典型的な非限定的な例を示し、これにより、これらの引張り特性が確認される。しかし、延性の値を精査すると、Ｓｎを含むシリーズ＃１および＃２の溶接部と比較して、シリーズ＃４の溶接部について伸びの値、特に絞り率（％ＲＡ）の値がかなり高いことが判明した。同様の比較は溶接部のＫＪ破壊靭性の値についても認められ、それらの値は、シリーズ＃１および＃２の溶接部と比較してシリーズ＃４（４Ｄを除く）の溶接部については終始一貫して高かった（表９と図６を参照されたい）。他のＺｒを含むシリーズ＃３の溶接部も、良好な延性と、最小で６０ｋｓｉ√ｉｎ（６６ＭＰａ√ｍ）の望ましい基準を上回る高いＫＪの値を示した。
マルチパス機械ＧＴＡ溶接した０．３７５”（９．５ｍｍ）のプレート片の溶接部全体の引張り特性と破壊靭性を、シリーズ＃１〜４の合金の変種の大部分について測定した。１４００°Ｆ（７６０℃）または１４５０°Ｆ（７８８℃）のＰＷＨＴ＋時効の後に、４つのシリーズの全てにおいて、１３６〜１５０ｋｓｉ（９３８〜１０３４ＭＰａ）のＹＳと４％以上の伸びを示す溶接部が形成された。表９は、ＰＷＨＴの後の、シリーズ＃２および＃４の溶接金属の特性についての幾つかの典型的な非限定的な例を示し、これにより、これらの引張り特性が確認される。しかし、延性の値を精査すると、Ｓｎを含むシリーズ＃１および＃２の溶接部と比較して、シリーズ＃４の溶接部について伸びの値、特に絞り率（％ＲＡ）の値がかなり高いことが判明した。同様の比較は溶接部のＫＪ破壊靭性の値についても認められ、それらの値は、シリーズ＃１および＃２の溶接部と比較してシリーズ＃４（４Ｄを除く）の溶接部については終始一貫して高かった（表９と図６を参照されたい）。他のＺｒを含むシリーズ＃３の溶接部も、良好な延性と、最小で６０ｋｓｉ√ｉｎ（６６ＭＰａ√ｍ）の望ましい基準を上回る高いＫＪの値を示した。
溶接したままの状態でのシリーズ＃１〜４の溶接金属の引張り試験によって、Ｓｎを含むシリーズ＃１および＃２の合金において、変化しやすくて低い（２％未満の）伸びと％ＲＡの値が判明した。一方、シリーズ＃３および＃４の両方の合金の溶接部は終始一貫して、２％以上の伸びと％ＲＡの要件を満足した。従って、Ｚｒを含むシリーズ＃３および＃４の溶接部は、溶接したままの状態とＰＷＨＴの状態の両方において、Ｓｎを含むシリーズ＃１および＃２の合金の溶接部を上回る、適度な強度と改善された延性および靭性のより望ましい組み合わせを示した。
耐食性（高温酸性の塩化物ブラインの中で）．
耐酸性にする適切な合金を得ることに関して、ＳｎとＰｄの合金成分の間で、これまでに知られておらず予想できなかったが、しかし極めて重大な相反性があることが、希釈した沸騰ＨＣｌ試験によって判明した。この相反性に対しては、本合金において、合金がＰｄを上述した量で含むときに、合金中のＳｎの量を比較的低く維持することによって対処することができる。
耐酸性にする適切な合金を得ることに関して、ＳｎとＰｄの合金成分の間で、これまでに知られておらず予想できなかったが、しかし極めて重大な相反性があることが、希釈した沸騰ＨＣｌ試験によって判明した。この相反性に対しては、本合金において、合金がＰｄを上述した量で含むときに、合金中のＳｎの量を比較的低く維持することによって対処することができる。
Ｔｉ合金Ｘの特性についての非限定的な例．
Ｔｉ合金Ｘの幾つかの鍛錬した製品の形で達成可能な引張り特性と破壊特性についての様々な非限定的な例を、表１１に示す。表１１に挙げる引張り特性は、ベータ変態した状態の製品について、１２５ｋｓｉ（８６２ＭＰａ）または１３０ｋｓｉ（８９６ＭＰａ）の最小の室温降伏強さが達成可能であり、それはプレートまたはパイプの断面積と最終の熱処理（ＳＴＡ）に依存することを証明している。５００°Ｆ（２６０℃）における対応する高温降伏強さの値も、９０ｋｓｉ（６２１ＭＰａ）の最小の目標値を満足する。そこに示されたプレートのような、アルファ・ベータ処理（＋ＳＴＡ）した製品は、良好な延性を伴ったかなり高い強度を達成可能であるが（表１１）、しかし空気中で幾分低い破壊靭性を有する。
Ｔｉ合金Ｘの幾つかの鍛錬した製品の形で達成可能な引張り特性と破壊特性についての様々な非限定的な例を、表１１に示す。表１１に挙げる引張り特性は、ベータ変態した状態の製品について、１２５ｋｓｉ（８６２ＭＰａ）または１３０ｋｓｉ（８９６ＭＰａ）の最小の室温降伏強さが達成可能であり、それはプレートまたはパイプの断面積と最終の熱処理（ＳＴＡ）に依存することを証明している。５００°Ｆ（２６０℃）における対応する高温降伏強さの値も、９０ｋｓｉ（６２１ＭＰａ）の最小の目標値を満足する。そこに示されたプレートのような、アルファ・ベータ処理（＋ＳＴＡ）した製品は、良好な延性を伴ったかなり高い強度を達成可能であるが（表１１）、しかし空気中で幾分低い破壊靭性を有する。
表１２は、これらのベータ変態（＋ＳＴＡ）したプレートおよびパイプの製品の形で、高い破壊靭性（ＫＱ、ＫＳＣＣ）が終始一貫して達成されることを証明している。Ｋａｉｒの値と塩水でのＫＳＣＣの値の両方とも６０ｋｓｉ√ｉｎ（６６ＭＰａ√ｍ）の最小目標値を上回り、１５％未満の塩水Ｋの低下（ノックダウン）を示すことに注目されたい。
（ＰｄとＲｕのいずれかを添加した）Ｔｉ合金Ｘの高温還元性の酸塩化物に対する優れた耐性についての確認は、図７にプロットする腐食速度の分布において例証されている。Ｐｄ合金のものはグレード２９Ｔｉ合金に近似する耐酸性を有し、一方、Ｒｕ合金のものは耐酸性がわずかに低いが、しかしＴｉ-６２４６合金よりも依然としてかなり上回っている。高温の希釈ＨＣｌ中での合金の耐食性についてのこの比較は、高温の水性塩化物媒体中でのすき間腐食と応力腐食（ＳＣＣ）に対する合金の耐性と直接的な相関性がある。
非限定的な例として、本合金は特に、エネルギー供給分野における様々な構成要素を構築するために用いることができる。幾つかの非限定的で典型的な構成要素としては、沖合の配管や海中のフローライン；掘削管；沖合の生産、輸出および再注入用のライザー（引揚げ機）および構成部品；油井管（ＯＣＴＧ）生産用管材および井戸のケーシングやライナー；沖合の深海での陸揚げ用のストリング；沖合の井戸の改修作業用のストリング；海底または海洋の締結具および構造用構成部品；坑口構成要素；ウェルジュエリー（well jewelry）（包装機械、安全弁、研磨した穿孔ソケット）；検層用構成要素および掘削穴設備または工具；海洋潜航用構成要素（ＲＯＶ遠隔操作車両）があり、これらは特に、Ｔｉ合金Ｘが提供する特性から利益を受けるだろう。
図面は、本合金で形成することができる製品または構成部品の幾つかのもの、およびそれらの製品または構成部品を用いることができる幾つかの状況を例示している。図８は、油およびガス（例えば、石油や天然ガス）、水、ブライン、またはその他の海中の流体または気体の生産および／または抽出において用いることができる、沖合での生産および／または抽出のシステム１を概略的に例示している。システム１は、沖合での油およびガスの生産および／または抽出のシステム、沖合での掘削および／または生産のシステム１、またはその種の他のものと言うことができる。システム１は、海洋、海または海水３の表面に設置することができる沖合の浮きプラットホーム２、重力に基づくシステムまたはプラットホーム４、および１つ以上の海中の坑口装置６を含むことができる。
システム１はさらに、海中の収集マニホールド８、およびケーシングと、このケーシングの中にあって海水３の下の海底１３の中の各々の坑井１２の中で下に延びる採油管を含んでいる掘削穴装置１０を含むことができて、坑井１２は、海底の上から炭化水素または油およびガスの溜り１４へ向かって（または溜り１４の中に）下へ延びている。システム１はさらに、各々の坑口装置６からマニホールド８へ延びている１つ以上の海中採油パイプラインまたはフローライン１６を含むことができる。システム１はさらに、採油ライザー（引揚げ管）１８、再注入ライザー２０、輸出ライザー２２、および１つ以上の海中パイプライン２４を含むことができる。ライザー１８、２０および２２は海水３の表面よりも上に延びていてもよいが、これらのライザーのそれぞれの大部分は海中にあるか、あるいは塩水または海水３の中にある。追加の採油パイプラインまたはフローライン１６が、マニホールド８からライザー１８および２０の下部まで延びていてもよい。ライザー１８、２０および２２の各々は上に延びていて、これらライザーの上端部に隣接するプラットホーム２に接続されている。各々のライザー１８、２０および２２はカテナリー吊り線ライザーであってもよい。輸出パイプラインまたはフローライン２４の一端は輸出ライザー２２の下端部に結合または隣接していてもよく、それによりライザー２２とパイプライン２４は流体が通じるようになっている。採油ライザー１８と再注入ライザー２０の各々は、マニホールド８およびフローライン１６、坑口装置６、掘削穴装置１０および溜り１４の各々と流体が通じている。
システム１はまた、実質的にプラットホーム２の真下にある海中の坑口装置２６を有するように構成されていてもよい。システム１は、坑口装置２６に隣接する防噴装置２８と、プラットホーム２から坑口装置２６と防噴装置２８を介して海底１３の中へ向けて下に延びている掘削ライザーまたはライザー集成体３０を含むことができ、掘削穴装置１０は溜り１４に向かって（または溜り１４の中へ）下に延びている海底１３の中の坑井１２を形成している。ライザー集成体３０は、掘削ストリングを伴ったライザーまたはこのライザーの中の掘削管を含むことができる。あるいは、ライザー集成体３０は、採油管を伴ったケーシングまたはこのケーシングの中のランディングストリングを含むことができる。
図９は、油およびガス（例えば、石油や天然ガス）、水、ブライン、またはその他の地下の流体または気体の生産および／または抽出において用いることができる、陸地または沿岸での生産および／または抽出のシステム３２を概略的に例示している。システム３２は、陸地または沿岸での油およびガスの生産および／または抽出のシステム、陸地または沿岸での掘削および／または生産のシステム３２、またはその種の他のものと言うことができる。システム３２は、沿岸または陸地のプラットホームまたは掘削リグ（滑車装置）３４と掘削穴装置またはケーシングおよび穿孔ストリングまたは掘削管３６を含むことができて、掘削管３６は、坑口装置３５および地面３７の表面から地下の炭化水素または油およびガスの溜り１４（これは、高温のブラインの溜りなどであってもよい）まで延びている坑井１２を形成するために土壌、陸地または地面３７の中に向かって下に延びている。掘削管３６またはその一部はランディングストリングとして用いることもできる。図８および図９の坑井１２および溜り１４は、ＨＰＨＴまたはＸＨＰＨＴ炭化水素の坑井または溜りであってもよい。
図１０は生産用の構成要素または生産に関係する構成要素とすることができる様々な管状の構成要素を例示し、これらには、図８および図９に関して説明した状況において用いられるような掘削穴装置が含まれる。これらの管状の構成要素は、表面ケーシング３８、ケーシング３８の内径よりも小さな外径を有する中間ケーシング４０（ケーシング４０はケーシング３８の中を延びている）、中間ケーシング４０の内径よりも小さな外径を有する採油ケーシング４２（採油ケーシング４２はケーシング４０とケーシング３８の中を延びている）、および採油ケーシング４２の内径よりも小さな外径を有する採油管４４（採油管４４はケーシング４２、４０および３８の中を延びている）を含むことができる。採油ケーシング４２の中にパッカー４８を配置することができて、パッカーはケーシング４２の内表面から採油管４４の外表面まで延びている。
図１１Ａ〜１１Ｃは、本発明の合金で形成することができる管状セグメントまたはパイプセグメント５０Ａおよび５０Ｂを例示している。セグメント５０は一般に、図８〜１０に関して説明した様々な管状の構成要素を形成するために用いることができる管状セグメントまたはパイプセグメントを例示することを意図していて、例えば、掘削穴装置、ケーシング、ランディングストリング、掘削管、掘削ストリング１０、採油パイプラインまたはフローライン１６、採油ライザー１８、再注入ライザー２０、輸出ライザー２２、輸出パイプラインまたはフローライン２４、ライザー集成体３０、掘削穴設備または工具、ドリルストリング３６、採油ケーシング４２、および採油管４４である。図１１Ａは第一および第二の端部５２および５４を有する単一のパイプセグメント５０Ａを示し、パイプセグメント５０Ａの内表面は第一の端部５２から第二の端部５４まで延びる通し通路５６を画定している。第一および第二の端部５２および５４は、それらの間でセグメント５０Ａの長さＬ１を限定している。セグメント５０Ａは円筒形のパイプセグメントとすることができて、ねじを切っていない端部５２および５４を有する。図１１Ｂは、突合せ溶接部５８において溶接された２つのパイプセグメント５０Ａを示していて、上で説明した様々な管状の構成要素を形成するのに用いることができるような長いパイプセグメントを形成している。図１１Ｃは、パイプセグメント５０Ｂが第一および第二の端部５２および５４を有していて、それによりパイプセグメント５０Ｂの内表面が端部５２から端部５４まで延びる通し通路５６を画定している点でパイプセグメント５０Ａに類似していることを示している。セグメント５０Ｂは、一方の端部５４に隣接する内側にねじを切った部分６０と、他方の端部５２に隣接する外側にねじを切った部分６２を含むことができる。図１１Ａおよび図１１Ｃは、上で説明した様々な管状の構成要素において用いることができる幾つかの簡単な管状セグメントを例示している。しかしながら、パイプセグメントの多くの他の形態のものを用いることができることを、当業者であれば理解するであろう。例えば、パイプセグメントの異なる部分が異なる外径を有するように、概ね類似するパイプセグメントを形成することができる。さらに、パイプ５０Ｂに類似するパイプセグメントであって、両方の端部５２および５４に隣接する内側にねじを切った部分を有するものや、あるいは、両方の端部５２および５４に隣接する外側にねじを切った部分６２を有するものを形成することができる。従って、例えば、１つのセグメント５０Ｂの外側にねじを切った部分６２と別のセグメント５０Ｂの内側にねじを切った部分６０をねじ式に係合するようにして、２つのパイプセグメント５０Ｂを係合することができる。一方、ねじを切った連結具を様々なパイプセグメントの間に用いることもでき、例えば、パイプセグメントの外側にねじを切った部分を連結具の内側にねじを切った部分とねじ式に係合させ、別のパイプセグメントの外側にねじを切った部分も同様に連結具の内側にねじを切った部分とねじ式に係合させることにより、連結具のねじを切った結合部を介して２つのパイプセグメントを互いに結合させることができる。同様に、様々な管状の構成要素において用いられるパイプセグメントの幾つかのものは、所定のパイプセグメントの端部から外側に放射状に延びる環状のフランジ（突縁）を有し、それらのフランジが（例えば、ボルトまたはその他の締結具とともに）パイプセグメントを互いに結合させるように用いることもできる。従って、図１１Ａ〜１１Ｃに示すようなパイプセグメントは、当分野で知られていて上で説明した様々な管状の構成要素またはそれらの構成要素の管状の部分を形成するために用いられる様々なタイプのパイプセグメントを含むことを意図している。例えば、パイプセグメント５０Ａおよび５０Ｂは、掘削パイプセグメント、ランディングストリングセグメント、改修作業用ストリングセグメント、ライザーセグメント、井戸用ケーシングセグメント、採油管セグメント、および海中パイプラインまたはフローラインセグメントとすることができる。
本発明の合金は、様々な状況において用いられる（上で説明したような）構成要素として形成することができる。そのような構成要素は、海水またはその他の様々な水性塩化物媒体（例えば、塩化物含有ブライン）、硫化水素含有流体および／または二酸化炭素含有流体の中に沈められるか、あるいはそれらと接触するような作業位置または作業状況に置かれるだろう。そのような作業位置または作業状況における構成要素は、少なくとも１２０°Ｆ（４９℃）、１５０°Ｆ（６６℃）、２００°Ｆ（９３℃）、３００°Ｆ（１４９℃）、４００°Ｆ（２０４℃）、５００°Ｆ（２６０℃）または６００°Ｆ（３１６℃）の温度において少なくとも１２００ｐｓｉ（８ＭＰａ）、１５００ｐｓｉ（１０ＭＰａ）、２０００ｐｓｉ（１４ＭＰａ）、３０００ｐｓｉ（２１ＭＰａ）、４０００ｐｓｉ（２８ＭＰａ）、５０００ｐｓｉ（３４ＭＰａ）、１００００ｐｓｉ（６９ＭＰａ）、１５０００ｐｓｉ（１０３ＭＰａ）または２００００ｐｓｉ（１３８ＭＰａ）の圧力下にあるだろう。そのような構成要素は、上記の流体の中に、および／または上記の圧力において、および／または上記の温度において、例えば１時間、１２時間、２４時間、一週間、一ヶ月、１年以上といった長期間にわたって連続して沈められるか、あるいはそれらと接触するだろう。同様に、構成要素は、例えば室温（約７７°Ｆ（２５℃））、または周囲温度、あるいは温度が約２８°Ｆ（−２℃）から約１００°Ｆ（３８℃）の範囲になる海洋水または海水の中におけるような、比較的低い温度において連続して用いられるだろう。
１つ以上の方法は、上述した様々な作業状況に置かれる構成要素を含む（上で説明したもののような）生産および／または抽出のシステムを操作または維持することを含むことができる。そのようなシステムは、井戸または坑井（例えば、図８および図９の井戸または坑井１２）を掘削するための掘削ストリングまたは掘削管（例えば、掘削ストリングまたは掘削管３０（図８）または３６（図９））を回転させる掘削リグまたは掘削システム（例えば、プラットホーム２または３４の一部）を含むことができる。そのようなシステムはまた、ライザー１８、２０、２２および３０、採油パイプラインまたはフローライン１６、輸出パイプラインまたはフローライン２４、掘削ストリングまたは掘削管３０、３６または４４、またはケーシング４２のような管状の構成要素を通して様々な流体（および固体）を吸い出すための１つ以上のポンプを含むこともできる。
従って、方法は、構成要素を含む生産および／または抽出のシステムを操作または維持することを含むことができて、生産および／または抽出のシステムを操作する工程を行う間に、構成要素は水性塩化物媒体、海水、硫化水素含有流体（例えば、掘削流体）、二酸化炭素含有流体（例えば、掘削流体）、の中に沈められるか、あるいはそれらと接触し、そして／または、構成要素は少なくとも１２００ｐｓｉ（８ＭＰａ）、１５００ｐｓｉ（１０ＭＰａ）、２０００ｐｓｉ（１４ＭＰａ）、３０００ｐｓｉ（２１ＭＰａ）、４０００ｐｓｉ（２８ＭＰａ）、５０００ｐｓｉ（３４ＭＰａ）、１００００ｐｓｉ（６９ＭＰａ）、１５０００ｐｓｉ（１０３ＭＰａ）または２００００ｐｓｉ（１３８ＭＰａ）の圧力において、および／または少なくとも１２０°Ｆ（４９℃）、１５０°Ｆ（６６℃）、２００°Ｆ（９３℃）、３００°Ｆ（１４９℃）、４００°Ｆ（２０４℃）、５００°Ｆ（２６０℃）または６００°Ｆ（３１６℃）の温度において、連続して（例えば１時間、１２時間、２４時間、一週間、またはそれ以上にわたって）維持される。このような構成要素は、ＨＰＨＴまたはＸＨＰＨＴの炭化水素の溜りまたは井戸において用いることができ、それらの溜りまたは井戸は、（ＨＰＨＴの場合）少なくとも約３００°Ｆ（１４９℃）の坑底温度と少なくとも約１００００ｐｓｉ（６９ＭＰａ）の坑底圧を有し、あるいは（ＸＨＰＨＴの場合）少なくとも約４００°Ｆ（２０４℃）の坑底温度と少なくとも約２００００ｐｓｉ（１３８ＭＰａ）の坑底圧を有するだろう。このような構成要素は、高温のブラインの井戸または溜りまたはその他の井戸または溜りにおいて用いることもできる。
上記の水性塩化物媒体は広範囲の塩化物イオン濃度、例えば、約１部／１００万部（ｐｐｍ）から完全な飽和状態までの濃度を有することができる、ということに留意されたい。極めて低い塩化物イオン濃度であっても、多くの公知のチタン合金にかなりの有害な影響を及ぼしうる。従って、水性塩化物媒体は海水および様々なブライン（例えば、井戸の流体）を含むことができる。海水は１リットル当り約１８０００ミリグラム（ｍｇ/Ｌ）ないし約２３０００または約２４０００ミリグラムの範囲の塩化物イオン濃度を有するだろう。ここでの水性塩化物媒体は、少なくとも１ｐｐｍまたはそれよりもかなり高い塩化物イオン濃度、例えば、少なくとも１０ｍｇ/Ｌ、１００ｍｇ/Ｌ、５００ｍｇ/Ｌ、１０００ｍｇ/Ｌ、５０００ｍｇ/Ｌ、１００００ｍｇ/Ｌ、１５０００ｍｇ/Ｌ以上の塩化物イオン濃度を有する水性塩化物溶液でありうる。だろう。
以上の説明において、簡潔さ、明快さ、および理解を目的として特定の用語が用いられた。それらには、先行技術が要求していること以外の不必要な限定は含まれるべきではない。何故ならば、そのような用語は説明の目的で用いられているのであって、広く解釈されるべきであることが意図されているからである。さらに、本発明の記述と例示は例としてのものであり、本発明は例示または記述された細目そのものには限定されない。
１ 沖合での生産および／または抽出のシステム、 ２ 浮きプラットホーム、 ３ 海水、 ４ 重力に基づくプラットホーム、 ６ 坑口装置、 ８ 収集マニホールド、 １０ 掘削穴装置、 １２ 坑井、 １３ 海底、 １４ 炭化水素または油およびガスの溜り、 １６ 海中の採油パイプラインまたはフローライン、 １８ 採油ライザー、 ２０ 再注入ライザー、 ２２ 輸出ライザー、 ２４ 輸出パイプラインまたはフローライン、 ２６ 坑口装置、 ２８ 防噴装置、 ３０ ライザー集成体、 ３２ 陸地での生産および／または抽出のシステム、 ３４ 掘削リグ、 ３５ 坑口装置、 ３６ 掘削管、 ３７ 地面、 ３８ 表面ケーシング、 ４０ 中間ケーシング、 ４２ 採油ケーシング、 ４４ 採油管、 ４８ パッカー、 ５０Ａ パイプセグメント、 ５２ 第一の端部、 ５４ 第二の端部、 ５６ 通し通路、 ５８ 突合せ溶接部、 ６０、６２ ねじを切った部分、 Ｌ１ セグメントの長さ。
以下に、出願時の特許請求の範囲の内容を記載する。
［１］
重量で５．０〜６．０％のアルミニウム、
重量で３．７５〜４．７５％のジルコニウム、
重量で５．２〜６．２％のバナジウム、
重量で１．０〜１．７％のモリブデン、
重量で０．０４〜０．２０％のパラジウムと重量で０．０６〜０．２０％のルテニウムのうちの一つ、および
残部のチタン、から本質的に成るチタン合金。
［２］
チタン合金は重量で０．１３％以下の酸素、０．０５％以下の窒素、０．０３％以下の炭素、０．０１５％以下の水素、０．０１５％以下のホウ素および０．２５％以下の鉄を含み、
チタン合金は５．０〜６．０の範囲のモリブデン当量を有し、ここで、モリブデン当量＝合金中のモリブデンの重量％＋(０．６７)(合金中のバナジウムの重量％)＋(２．５)(合金中の鉄の重量％) であり、
チタン合金は６．５〜７．５の範囲のアルミニウム当量を有し、ここで、アルミニウム当量＝合金中のアルミニウムの重量％＋(０．３３)(合金中のスズの重量％)＋(０．１７)(合金中のジルコニウムの重量％)＋(１０．０)(合金中の酸素の重量％) であり、
チタン合金は室温において少なくとも１２５ｋｓｉ（８６２ＭＰａ）の降伏強さを有し、
チタン合金は室温において空気中および海水中で少なくとも５０ｋｓｉ√ｉｎ（５５Ｍｐａ√ｍ）の破壊靭性を有し、
チタン合金は少なくとも１６０°Ｆ（７１℃）の室温において２５〜３３％ＮａＣｌブライン中で十分に応力腐食割れ耐性があり、そして
溶接後の熱処理を行った後のチタン合金の溶接部は、室温において空気中で少なくとも５０ｋｓｉ√ｉｎ（５５Ｍｐａ√ｍ）の破壊靭性と室温において少なくとも４．０％の伸びを有する、前記１に記載のチタン合金。
［３］
チタン合金は６．０以下のモリブデン当量を有し、ここで、モリブデン当量＝合金中のモリブデンの重量％＋(０．６７)(合金中のバナジウムの重量％)＋(２．５)(合金中の鉄の重量％) である、前記１に記載のチタン合金。
［４］
モリブデン当量は少なくとも５．０である、前記３に記載のチタン合金。
［５］
チタン合金は７．５以下のアルミニウム当量を有し、ここで、アルミニウム当量＝合金中のアルミニウムの重量％＋(０．３３)(合金中のスズの重量％)＋(０．１７)(合金中のジルコニウムの重量％)＋(１０．０)(合金中の酸素の重量％) である、前記４に記載のチタン合金。
［６］
チタン合金は７．５以下のアルミニウム当量を有し、ここで、アルミニウム当量＝合金中のアルミニウムの重量％＋(０．３３)(合金中のスズの重量％)＋(０．１７)(合金中のジルコニウムの重量％)＋(１０．０)(合金中の酸素の重量％) である、前記１に記載のチタン合金。
［７］
チタン合金は重量で０．１３％以下の酸素、０．０５％以下の窒素、０．０３％以下の炭素、０．０１５％以下の水素、０．０１５％以下のホウ素および０．２５％以下の鉄を含む、前記１に記載のチタン合金。
［８］
チタン、アルミニウム、ジルコニウム、バナジウム、モリブデン、およびパラジウムとルテニウムとのうちの一つ、以外のチタン合金中のいずれかの単一の元素の合計量は重量で１．０％以下である、前記１に記載のチタン合金。
［９］
チタン合金は、３のｐＨを有していて６０日間にわたって約５００°Ｆ（２６０℃）の温度において保持される自然に曝気した海水の中に合金を６０日間にわたって沈めた後に局所的なすき間腐食を示さない、前記１に記載のチタン合金。
［１０］
チタン合金は室温において少なくとも１２５ｋｓｉ（８６２ＭＰａ）の降伏強さと室温において空気中および海水中で少なくとも５０ｋｓｉ√ｉｎ（５５Ｍｐａ√ｍ）の破壊靭性を有する、前記１に記載のチタン合金。
［１１］
溶接後の熱処理を行った後のチタン合金の溶接部は、室温において空気中で少なくとも５０ｋｓｉ√ｉｎ（５５Ｍｐａ√ｍ）の破壊靭性を有する、前記１０に記載のチタン合金。
［１２］
チタン合金は５００°Ｆ（２６０℃）の温度において少なくとも９０ｋｓｉ（６２１ＭＰａ）の降伏強さを有する、前記１０に記載のチタン合金。
［１３］
チタン合金は６．０以下のモリブデン当量を有し、ここで、モリブデン当量＝合金中のモリブデンの重量％＋(０．６７)(合金中のバナジウムの重量％)＋(２．５)(合金中の鉄の重量％) であり、そしてチタン合金は７．５以下のアルミニウム当量を有し、ここで、アルミニウム当量＝合金中のアルミニウムの重量％＋(０．３３)(合金中のスズの重量％)＋(０．１７)(合金中のジルコニウムの重量％)＋(１０．０)(合金中の酸素の重量％) である、前記１０に記載のチタン合金。
［１４］
チタン合金の溶接したままの溶接部は、室温において少なくとも２．０％の伸びを有する、前記１に記載のチタン合金。
［１５］
溶接後の熱処理を行った後のチタン合金の溶接部は、室温において少なくとも４．０％の伸びを有する、前記１に記載のチタン合金。
［１６］
チタン合金は管状の構成要素として形成される、前記１に記載のチタン合金。
［１７］
チタン合金は、沖合の配管、海中のフローライン、掘削管、沖合のライザー、油井管（ＯＣＴＧ）生産用管材、ＯＣＴＧの井戸のケーシング、沖合の陸揚げ用ストリング、沖合の井戸の改修作業用のストリング、および掘削穴設備のうちの一つの少なくとも一部を含む構成要素として形成される、前記１に記載のチタン合金。
［１８］
チタン合金は作業位置を有する構成要素として形成され、その構成要素は水性塩化物媒体と接触する、前記１に記載のチタン合金。
［１９］
チタン合金は作業位置を有する構成要素として形成され、その構成要素は少なくとも１２００ｐｓｉ（８．３ｍＰａ）の圧力下に置かれる、前記１に記載のチタン合金。
［２０］
重量で５．０〜６．０％のアルミニウム、３．７５〜４．７５％のジルコニウム、５．２〜６．２％のバナジウム、１．０〜１．７％のモリブデン、０．０４〜０．２０％のパラジウムと０．０６〜０．２０％のルテニウムとのうちの一つ、および残部のチタンから本質的に成るチタン合金で形成された構成部品を用意する工程、および
この構成部品であって水性塩化物媒体と接触する構成部品を含む生産システムおよび／または抽出システムを操作または維持する工程、を含む方法。
以下に、出願時の特許請求の範囲の内容を記載する。
［１］
重量で５．０〜６．０％のアルミニウム、
重量で３．７５〜４．７５％のジルコニウム、
重量で５．２〜６．２％のバナジウム、
重量で１．０〜１．７％のモリブデン、
重量で０．０４〜０．２０％のパラジウムと重量で０．０６〜０．２０％のルテニウムのうちの一つ、および
残部のチタン、から本質的に成るチタン合金。
［２］
チタン合金は重量で０．１３％以下の酸素、０．０５％以下の窒素、０．０３％以下の炭素、０．０１５％以下の水素、０．０１５％以下のホウ素および０．２５％以下の鉄を含み、
チタン合金は５．０〜６．０の範囲のモリブデン当量を有し、ここで、モリブデン当量＝合金中のモリブデンの重量％＋(０．６７)(合金中のバナジウムの重量％)＋(２．５)(合金中の鉄の重量％) であり、
チタン合金は６．５〜７．５の範囲のアルミニウム当量を有し、ここで、アルミニウム当量＝合金中のアルミニウムの重量％＋(０．３３)(合金中のスズの重量％)＋(０．１７)(合金中のジルコニウムの重量％)＋(１０．０)(合金中の酸素の重量％) であり、
チタン合金は室温において少なくとも１２５ｋｓｉ（８６２ＭＰａ）の降伏強さを有し、
チタン合金は室温において空気中および海水中で少なくとも５０ｋｓｉ√ｉｎ（５５Ｍｐａ√ｍ）の破壊靭性を有し、
チタン合金は少なくとも１６０°Ｆ（７１℃）の室温において２５〜３３％ＮａＣｌブライン中で十分に応力腐食割れ耐性があり、そして
溶接後の熱処理を行った後のチタン合金の溶接部は、室温において空気中で少なくとも５０ｋｓｉ√ｉｎ（５５Ｍｐａ√ｍ）の破壊靭性と室温において少なくとも４．０％の伸びを有する、前記１に記載のチタン合金。
［３］
チタン合金は６．０以下のモリブデン当量を有し、ここで、モリブデン当量＝合金中のモリブデンの重量％＋(０．６７)(合金中のバナジウムの重量％)＋(２．５)(合金中の鉄の重量％) である、前記１に記載のチタン合金。
［４］
モリブデン当量は少なくとも５．０である、前記３に記載のチタン合金。
［５］
チタン合金は７．５以下のアルミニウム当量を有し、ここで、アルミニウム当量＝合金中のアルミニウムの重量％＋(０．３３)(合金中のスズの重量％)＋(０．１７)(合金中のジルコニウムの重量％)＋(１０．０)(合金中の酸素の重量％) である、前記４に記載のチタン合金。
［６］
チタン合金は７．５以下のアルミニウム当量を有し、ここで、アルミニウム当量＝合金中のアルミニウムの重量％＋(０．３３)(合金中のスズの重量％)＋(０．１７)(合金中のジルコニウムの重量％)＋(１０．０)(合金中の酸素の重量％) である、前記１に記載のチタン合金。
［７］
チタン合金は重量で０．１３％以下の酸素、０．０５％以下の窒素、０．０３％以下の炭素、０．０１５％以下の水素、０．０１５％以下のホウ素および０．２５％以下の鉄を含む、前記１に記載のチタン合金。
［８］
チタン、アルミニウム、ジルコニウム、バナジウム、モリブデン、およびパラジウムとルテニウムとのうちの一つ、以外のチタン合金中のいずれかの単一の元素の合計量は重量で１．０％以下である、前記１に記載のチタン合金。
［９］
チタン合金は、３のｐＨを有していて６０日間にわたって約５００°Ｆ（２６０℃）の温度において保持される自然に曝気した海水の中に合金を６０日間にわたって沈めた後に局所的なすき間腐食を示さない、前記１に記載のチタン合金。
［１０］
チタン合金は室温において少なくとも１２５ｋｓｉ（８６２ＭＰａ）の降伏強さと室温において空気中および海水中で少なくとも５０ｋｓｉ√ｉｎ（５５Ｍｐａ√ｍ）の破壊靭性を有する、前記１に記載のチタン合金。
［１１］
溶接後の熱処理を行った後のチタン合金の溶接部は、室温において空気中で少なくとも５０ｋｓｉ√ｉｎ（５５Ｍｐａ√ｍ）の破壊靭性を有する、前記１０に記載のチタン合金。
［１２］
チタン合金は５００°Ｆ（２６０℃）の温度において少なくとも９０ｋｓｉ（６２１ＭＰａ）の降伏強さを有する、前記１０に記載のチタン合金。
［１３］
チタン合金は６．０以下のモリブデン当量を有し、ここで、モリブデン当量＝合金中のモリブデンの重量％＋(０．６７)(合金中のバナジウムの重量％)＋(２．５)(合金中の鉄の重量％) であり、そしてチタン合金は７．５以下のアルミニウム当量を有し、ここで、アルミニウム当量＝合金中のアルミニウムの重量％＋(０．３３)(合金中のスズの重量％)＋(０．１７)(合金中のジルコニウムの重量％)＋(１０．０)(合金中の酸素の重量％) である、前記１０に記載のチタン合金。
［１４］
チタン合金の溶接したままの溶接部は、室温において少なくとも２．０％の伸びを有する、前記１に記載のチタン合金。
［１５］
溶接後の熱処理を行った後のチタン合金の溶接部は、室温において少なくとも４．０％の伸びを有する、前記１に記載のチタン合金。
［１６］
チタン合金は管状の構成要素として形成される、前記１に記載のチタン合金。
［１７］
チタン合金は、沖合の配管、海中のフローライン、掘削管、沖合のライザー、油井管（ＯＣＴＧ）生産用管材、ＯＣＴＧの井戸のケーシング、沖合の陸揚げ用ストリング、沖合の井戸の改修作業用のストリング、および掘削穴設備のうちの一つの少なくとも一部を含む構成要素として形成される、前記１に記載のチタン合金。
［１８］
チタン合金は作業位置を有する構成要素として形成され、その構成要素は水性塩化物媒体と接触する、前記１に記載のチタン合金。
［１９］
チタン合金は作業位置を有する構成要素として形成され、その構成要素は少なくとも１２００ｐｓｉ（８．３ｍＰａ）の圧力下に置かれる、前記１に記載のチタン合金。
［２０］
重量で５．０〜６．０％のアルミニウム、３．７５〜４．７５％のジルコニウム、５．２〜６．２％のバナジウム、１．０〜１．７％のモリブデン、０．０４〜０．２０％のパラジウムと０．０６〜０．２０％のルテニウムとのうちの一つ、および残部のチタンから本質的に成るチタン合金で形成された構成部品を用意する工程、および
この構成部品であって水性塩化物媒体と接触する構成部品を含む生産システムおよび／または抽出システムを操作または維持する工程、を含む方法。
Claims (8)
- 重量で５．０〜６．０％のアルミニウム、
重量で３．７５〜４．７５％のジルコニウム、
重量で５．２〜６．２％のバナジウム、
重量で１．０〜１．５％のモリブデン、
重量で０．１０〜０．２５％の鉄、
重量で０．０４〜０．２０％のパラジウムと重量で０．０６〜０．２０％のルテニウムのうちの一つ、
重量で０．１３％以下の酸素、０．０５％以下の窒素、０．０３％以下の炭素、０．０１５％以下の水素、０．０１５％以下のホウ素および０．１％以下のスズ、ならびに
残部のチタンおよび不可避不純物
から成るチタン合金であって、
ここで、チタン合金は５．０〜５．９の範囲のモリブデン当量を有し、ここで、モリブデン当量＝合金中のモリブデンの重量％＋(０．６７)(合金中のバナジウムの重量％)＋(２．５)(合金中の鉄の重量％) であり、
チタン合金は６．５〜７．５の範囲のアルミニウム当量を有し、ここで、アルミニウム当量＝合金中のアルミニウムの重量％＋(０．３３)(合金中のスズの重量％)＋(０．１７)(合金中のジルコニウムの重量％)＋(１０．０)(合金中の酸素の重量％) であり、そして
溶液熱処理およびエージングした０．５インチ（１３ｍｍ）プレートの形体のとき、チタン合金は室温において少なくとも１３０ｋｓｉ（８９６ＭＰａ）の降伏強さを有し、
チタン合金は０．１６５ポンド/ｉｎ３ （４．５７ｇ／ｃｍ ３ ）以下の密度有し、
チタン合金は室温において空気中および海水中で少なくとも５０ｋｓｉ√ｉｎ（５５ＭＰａ√ｍ）の破壊靭性を有し、
２５〜３３％ＮａＣｌブラインの中で、少なくとも５５０°Ｆ（２８８℃）の温度において、チタン合金は
（ｉ） ＮＡＣＥ ＴＭ０１９８-２０１１に従って、
０．９０以上の絞り（ＲＡ）の環境対不活性参照比、
（ｉｉ） ＮＡＣＥ ＴＭ０１９８-２０１１に従って、
０．９０以上の破壊時間（ＴＴＦ）の環境対不活性参照比、および
（ｉｉｉ） 全面積の２％未満の脆性破壊面積、
を達成し、
室温において、チタン合金の溶接後に熱処理した溶接部は、
（ｉ） 少なくとも５５ｋｓｉ√ｉｎ（６０ＭＰａ√ｍ）の破壊靭性、および
（ｉｉ） 少なくとも４．０％の伸長を
有し、そして、
沸騰２ｗｔ％ＨＣｌ中の２４時間後のチタン合金の腐食速度が１年当たり２０ミル（０．５１ｍｍ）以下である、前記チタン合金。 - チタン、アルミニウム、ジルコニウム、バナジウム、モリブデン、およびパラジウムとルテニウムとのうちの一つ、以外のチタン合金中のいずれかの単一の元素の合計量は重量で１．０％以下である、請求項１に記載のチタン合金。
- チタン合金は、３のｐＨを有していて６０日間にわたって約５００°Ｆ（２６０℃）の温度において保持される自然に曝気した海水の中に合金を６０日間にわたって沈めた後に局所的なすき間腐食を示さない、請求項１に記載のチタン合金。
- チタン合金は５００°Ｆ（２６０℃）の温度において少なくとも９０ｋｓｉ（６２１ｋＰａ）の降伏強さを有する、請求項１に記載のチタン合金。
- チタン合金は管状の構成要素として形成される、請求項１に記載のチタン合金。
- チタン合金は、沖合の配管、海中のフローライン、掘削管、沖合のライザー、油井管（ＯＣＴＧ）生産用管材、ＯＣＴＧの井戸のケーシング、沖合の陸揚げ用ストリング、沖合の井戸の改修作業用のストリング、および掘削穴設備のうちの一つの少なくとも一部を含む構成要素として形成される、請求項１に記載のチタン合金。
- 水性塩化物媒体と接触する構成要素として形成される、請求項１に記載のチタン合金。
- 少なくとも１２００ｐｓｉ（８３００ｋＰａ）の圧力下に置かれる構成要素として形成される、請求項１に記載のチタン合金。
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