JPS58221252A - Cold workable solid solution - Google Patents

Cold workable solid solution

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Publication number
JPS58221252A
JPS58221252A JP58069860A JP6986083A JPS58221252A JP S58221252 A JPS58221252 A JP S58221252A JP 58069860 A JP58069860 A JP 58069860A JP 6986083 A JP6986083 A JP 6986083A JP S58221252 A JPS58221252 A JP S58221252A
Authority
JP
Japan
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molybdenum
chromium
corrosion
alloy
alloys
Prior art date
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Pending
Application number
JP58069860A
Other languages
Japanese (ja)
Inventor
ステイ−ブン・フロリ−ン
ジエフリ−・マツクス・デイビツドソン
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Huntington Alloys Corp
Original Assignee
Huntington Alloys Corp
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Filing date
Publication date
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Publication of JPS58221252A publication Critical patent/JPS58221252A/en
Pending legal-status Critical Current

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    • CCHEMISTRY; METALLURGY
    • C22METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22CALLOYS
    • C22C19/00Alloys based on nickel or cobalt
    • C22C19/03Alloys based on nickel or cobalt based on nickel
    • C22C19/05Alloys based on nickel or cobalt based on nickel with chromium
    • C22C19/051Alloys based on nickel or cobalt based on nickel with chromium and Mo or W
    • CCHEMISTRY; METALLURGY
    • C22METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22CALLOYS
    • C22C19/00Alloys based on nickel or cobalt

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  • Chemical & Material Sciences (AREA)
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  • Materials Engineering (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Metallurgy (AREA)
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  • Heat Treatment Of Steel (AREA)
  • Saccharide Compounds (AREA)
  • Medicines Containing Plant Substances (AREA)
  • Treatment Of Steel In Its Molten State (AREA)
  • Organic Low-Molecular-Weight Compounds And Preparation Thereof (AREA)
  • Rigid Pipes And Flexible Pipes (AREA)

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
(57) [Summary] This bulletin contains application data before electronic filing, so abstract data is not recorded.

Description

【発明の詳細な説明】 本発明は、ニッケルークロム−モリブデン(N1−Cr
−Mo )  合金に関し、さらに詳細にはサワーガス
井戸の環境で管状製品としての使用に適合する程度に高
い降伏強さおよび耐食性の組合せを有するNi−Cr−
Mo 合金に関する。
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION The present invention provides nickel-chromium-molybdenum (N1-Cr
-Mo) alloy, and more particularly Ni-Cr-, which has a combination of sufficiently high yield strength and corrosion resistance to be suitable for use as tubular products in sour gas well environments.
Regarding Mo alloy.

発明の背景 当業者によく知られているように、油井およびガス井へ
の使用に甲し分ない合金管材を提供するという問題は、
少なくともここ30〜40年間、長(残されているもの
の一つである。近年、エネルギー増産の要請はこの問題
を、特にサワー井戸からの天然ガス生産に関するものを
強調している。
BACKGROUND OF THE INVENTION As is well known to those skilled in the art, the problem of providing alloy tubing suitable for use in oil and gas wells is
For at least the last 30-40 years, it has been one of the few remaining. In recent years, demands for increased energy production have accentuated this problem, particularly with regard to natural gas production from sour wells.

歴史的観点から、とりわけ経済的配慮から、まず低合金
鋼が主に考慮されていると文献のレビューは提案してい
る。しかしながら、近年遭遇するより侵食的な環境のた
めに、より進歩した高合金材料、例えば合金C−276
、MP−35N、合金625、チタンなどに関心が向け
られている。比較して言えば、これらの後者の材料の費
用は、合金鋼よりも高いが、管欠陥からの大災害に伴う
莫大な費用によってこのような材料が深いサワーガス井
戸生産のための市販の最適候補とされている。
A review of the literature suggests that from a historical point of view, and above all from economic considerations, low-alloy steels are primarily considered. However, due to the more aggressive environments encountered in recent years, more advanced high alloy materials such as alloy C-276
, MP-35N, alloy 625, titanium, etc., are attracting attention. Comparatively speaking, the cost of these latter materials is higher than alloy steel, but the enormous costs associated with catastrophe from tube defects make such materials commercially the best candidates for deep sour gas well production. It is said that

サワーガス井戸合金に許容される要件は、その合金が使
用されなくてはならない環境に直接に帰結する。このよ
うな環境は実に複雑であり、しかもその環境は合金の高
耐食性と高降伏強さを要求する。
The acceptable requirements for sour gas well alloys are a direct result of the environment in which the alloy must be used. These environments are quite complex, and they require high corrosion resistance and high yield strength of the alloy.

天然ガス井戸の腐食性環境 天然ガス生産において多くの異なった形態の腐食が働い
ている。その中には、(1)現場で発生したH2Sによ
り生じる硫化水素応力割れ(H2SO)、(11)塩化
物応力腐食割れ(C8CC)、(lli)孔食、および
全面腐食が含まれる。それらのうちのいくつか、特にH
85Cとcsccは、自己破壊的とみなすこともできる
。さらに、1.4 Xl02MPa (20,0009
si)以上の坑底圧力および約232〜260℃(約4
50〜500″′F′)の作業温度に遭遇することもあ
るという事実は、このような破壊的な環境によって起る
破壊を強めるのにただ役立つだけである。
Corrosive Environment of Natural Gas Wells Many different forms of corrosion are at play in natural gas production. These include (1) hydrogen sulfide stress cracking (H2SO) caused by in-situ generated H2S, (11) chloride stress corrosion cracking (C8CC), (lli) pitting corrosion, and general corrosion. Some of them, especially H
85C and cscc can also be considered self-destructive. Furthermore, 1.4 Xl02MPa (20,0009
si) or higher bottom hole pressure and approximately 232-260°C (approximately 4
The fact that operating temperatures of 50-500''F') may be encountered only serves to intensify the destruction caused by such a destructive environment.

1 硫化水素応力割れ サワー天然ガス井戸は、通常H2S 、 CO2、CI
(4(メタン類)、および地下かん水を含む。典型的で
なくはない天然ガスの分析は、35〜45%のH2S 
1 Hydrogen sulfide stress cracking sour natural gas wells typically contain H2S, CO2, CI
(4 (methanes)), and underground brine.A typical analysis of natural gas is 35-45% H2S
.

8〜12%のCO3および45〜55チのCH4、なら
びに地下かん水を示す。水の非存在下のH2Sは比較的
無害であると考えられているが、水の存在はH2S腐食
攻撃の原因となる。この際、水素が放出されこれが順々
に管材に浸透しもしくは拡散して「水素ぜい性」を起す
。このぜい性は引張り応力を伴って究極的な割れの原因
となる。
It shows 8-12% CO3 and 45-55% CH4, as well as subsurface irrigation. Although H2S in the absence of water is considered relatively harmless, the presence of water causes H2S corrosion attack. At this time, hydrogen is released, which in turn infiltrates or diffuses into the pipe material, causing "hydrogen brittleness." This brittleness is accompanied by tensile stress and ultimately causes cracking.

低合金鋼は、特に高降伏強さの鋼は、この種の欠陥を被
る著しい傾向を見せている。特殊な阻害剤の使用は、床
い井戸では満足すべき万能薬とはならない。
Low alloy steels, especially high yield strength steels, exhibit a significant tendency to suffer from this type of defect. The use of specialized inhibitors is not a satisfactory panacea in deep wells.

11  塩化物応力腐食割れ 特に深い井戸において、塩化物イオンが遊離していると
欠陥の原因となっていて、この欠陥は塩化物応力腐食割
れ(cscc)と言われている。この腐食割れは、より
高い作業温度で特に難かしい原因による。ステンレス鋼
はこの形態の欠陥に対する感受性を明らかに示す。
11 Chloride Stress Corrosion Cracking Particularly in deep wells, the release of chloride ions causes defects, and this defect is called chloride stress corrosion cracking (CSCC). This corrosion cracking is due to a particularly difficult cause at higher working temperatures. Stainless steel clearly shows susceptibility to this type of defect.

111  井戸の老化 深いサワーガス井戸で遭遇する他の現象は、高温つまり
250〜300℃で長時間さらされている間に管材が時
間経過とともに性質劣化を被り得るということである。
111 Well Aging Another phenomenon encountered in deep sour gas wells is that the tubing can suffer property degradation over time during prolonged exposure to high temperatures, 250-300°C.

これは、割れの成長、伝播に抵抗する合金の性能を低減
させようとする。
This tends to reduce the alloy's ability to resist crack growth and propagation.

1v  点食 他の起りうる欠陥の原因は、塩化物攻撃により生じ得る
点食である。薄壁の管材はこれに関して欠点を示すと思
われる。本発明の範囲内の合金が高い孔食抵抗性を有す
ることを以下で表される試験データが示すということを
、述べる以外ここでさらに加える必要はない。
1v Pitting Another possible source of defects is pitting that can occur due to chloride attack. Thin-walled tubing appears to present a disadvantage in this regard. No further need be added here other than to state that the test data presented below shows that alloys within the scope of the present invention have high pitting resistance.

■ 全面腐食 全面腐食は、金属の重量欠損として特徴づけることがで
き、かかる圧力および負荷に耐えるべき合金材料の性能
を低下させる。これもまた深い井戸においては相当に危
機的である。なぜならば、すき間をもうける目的で「薄
い」壁の管材を使用しかつ天然ガス流量を最大にすると
いう要請(または要望)のためである。
■ General Corrosion General corrosion can be characterized as a loss of weight in the metal, reducing the ability of alloy materials to withstand such pressures and loads. This is also quite critical in deep wells. This is due to the requirement (or desire) to use "thin" walled tubing for clearance purposes and to maximize natural gas flow.

前述したことから、サワー天然ガス井戸への使用、特に
深いサワー井戸(すなわち、約4,600m(15,0
0Ofset )を超える深さ)への使用のための可能
性のある合金候補は、最もきびしい腐食環境を処理しか
つそれに耐えねばならない。同時に、合金候補は高い降
伏強さを有していなければならず、この強さは、軸方向
への高い負荷ならびに崩壊および破壊の傾向の下で引張
り欠陥に抗して薄壁管材の使用および天然ガスの高流量
を可能にするものである。
From the foregoing, the use in sour natural gas wells, especially deep sour wells (i.e. approximately 4,600 m (15,00 m)
Potential alloy candidates for use to depths greater than 0Ofset) must handle and withstand the most severe corrosive environments. At the same time, the alloy candidate must have a high yield strength, which is enhanced by the use of thin-walled tubing and resistance to tensile defects under high axial loads and a tendency to collapse and fracture. This enables high flow rates of natural gas.

しかしながら、本発明を特徴ずけるタイプの合金は、要
求される強度な生ぜしめるために冷間加工可能でなくて
はならない。この合金は、高水準の加工硬化を必要とす
る。また、考慮すべき事項の一要因である「残留延性」
が、許容水準であることも必要とする。これは、冷間加
工の後に残っている延性量として記述され得る。使用時
におけルサワーガス井戸管中で遭遇しがちな相当のひず
みのために、高度の残留延性は必須である。
However, alloys of the type that characterize this invention must be cold workable in order to produce the required strength. This alloy requires high levels of work hardening. In addition, “residual ductility” is a factor that should be considered.
However, it is also necessary that the level is at an acceptable level. This can be described as the amount of ductility remaining after cold working. A high degree of residual ductility is essential because of the considerable strains that are likely to be encountered in LeSour gas well tubes during service.

熱間加工可能性および組み立て可能性などの他の特性が
必要である。冶金学的構造の点では、二次相は脆性欠陥
を起こすので二次相の存在は避けられるべきである。
Other properties such as hot workability and assembleability are required. In terms of metallurgical structure, the presence of secondary phases should be avoided as they cause brittle defects.

要約すれば、必要とされるものは、(1)冷間加工可能
な、次のものに特徴づけられる(11)高強度の合金で
ある。Ill高残留延性、(1v)熱間加工可能性、お
よび有害相の非存在。しかも、この合金は、サワーガス
井戸内で、時に(i’1〜90MPa (10,000
〜13.000 pal)を超える高圧、約232〜2
60 ’C(約450〜500 ”P )の高温で作業
される深いサワーガス井戸(約4,600 m (約1
5,000 f@et )を超える深さ)内で(vl)
硫化水素応力割れ、(vt6塩化物応力腐食割れ、−井
戸の老化、(IX)点食および(×)全面腐食に対し高
い抵抗性を示すものである。
In summary, what is needed is a high strength alloy that (1) is cold workable and (11) is characterized by the following: Ill high residual ductility, (1v) hot workability, and absence of harmful phases. Moreover, this alloy is sometimes used in sour gas wells (i'1~90 MPa (10,000
~13,000 pal) high pressure, approximately 232~2
Deep sour gas wells (approximately 4,600 m (approximately 1
(vl) at a depth exceeding 5,000 f@et
It exhibits high resistance to hydrogen sulfide stress cracking, (vt6 chloride stress corrosion cracking, -well aging, (IX) pitting corrosion, and (x) general corrosion.

特殊なかつここで記載したものと相互に関連する組成物
のNl −Cr −Mo 合金を製造することができ、
この合金は1030 RIIPa (150,000P
sl )を優に超える降伏強さで上述の要件を満たすこ
とが現在知られている。
Nl-Cr-Mo alloys of special and interrelated compositions to those described herein can be produced;
This alloy has 1030 RIIPa (150,000P
It is currently known to meet the above requirements with a yield strength well in excess of sl ).

一般的に言えばまた本発明に従えば、ここで企てられた
合金は、約四〜約40%の合計量でクロムとモリブデン
とを、約20csまでの鉄を(ただし、クロムとモリブ
デンと鉄との合計が好ましくは約46%を超えない)、
約0.06%までの炭素を、各々約1%までのチタンお
よびアルミニウムを、1チまでのケイ素を、および実質
的に残部のニッケルを含有する。
Generally speaking and in accordance with the present invention, the alloys contemplated herein contain chromium and molybdenum in a total amount of about 4 to about 40% and up to about 20 cs of iron (with the exception of chromium and molybdenum). preferably not more than about 46%),
It contains up to about 0.06% carbon, up to about 1% each of titanium and aluminum, up to 1% silicon, and the substantial balance nickel.

他の元素の点では、多くの成分は、特にリン、マンガン
およびイオウは有害であると考えられる。
In terms of other elements, many components are considered harmful, especially phosphorus, manganese and sulfur.

これらの元素はできる限り低く保つべきである。These elements should be kept as low as possible.

これに関し、マンガンは、もし存在するならば、0.2
%を超えないことが最も望ましい、ニオブは必要としな
い。試験結果は、それが良くない役割を果すものとして
存在し得ることを示している。
In this regard, manganese, if present,
Niobium is not required, most preferably not exceeding %. Test results show that it can exist as a negative role player.

それが0.5 %を超えるべきであるという理由は少し
もない。銅は必要とせず、低水準に保持することができ
る。25%まで存在することのできるコバルトは、追加
となる費用に比例した意味ある利点をもたらさない。例
えば0.1チまでホウ素および0.1%までの量でミツ
シュメタル(m1sch metal )は、有用な調
質添加物となる。
There is no reason why it should exceed 0.5%. Copper is not required and can be kept at low levels. Cobalt, which can be present up to 25%, does not provide any significant benefit commensurate with the additional cost. For example, boron up to 0.1% and mlsch metal in amounts up to 0.1% are useful tempering additives.

本発明を実施に移す際に、適正な組成のバランスを達成
するように注意を払わねばならない。それ以外の点では
、早期に腐食欠陥が容易に起り得るとともしくは別の問
題が簡単に表面化し得ることである。これに関連して、
十分な孔食抵抗性ならびにH88Cおよびcscc抵抗
性を獲得するためにクロム水準を約20%未満に低減す
べきでない。もしモリブデンによる利益があるならば、
−クロムは約30チな超える必要はない。ある場合には
、クロムを15%に低減することもできる。しかしなが
ら、これは高水準モリブデンを必要とし、加工特性の点
で望ましくない。
In putting the invention into practice, care must be taken to achieve the proper compositional balance. Otherwise, early corrosion defects can easily occur or other problems can easily surface. In this connection,
Chromium levels should not be reduced below about 20% to obtain sufficient pitting resistance and H88C and CSCC resistance. If there is a benefit from molybdenum,
- Chromium does not need to exceed about 30 cm. In some cases, chromium can be reduced to 15%. However, this requires high levels of molybdenum, which is undesirable in terms of processing properties.

モリブデンは前述の形態の腐食に対する抵抗性獲得に顕
著に寄与する一方、モリブデンはまた最高度の加工硬化
を与える原因ともなる。井戸の深さによってかかる圧力
および温度の作業条件が苛酷でない場合、おそらく約5
%の低量モリブデンが使用される一方、クロムとともに
高水準の腐食抵抗性を確保するために少なくとも7〜8
%のモリブデン含量を採用することが有利である。これ
に関し、クロムとモリブデンとの合計は好ましくは約3
3−以上にすべきである。しかしながら、この総合計が
約40チを超えると、腐食に関する影響以外の他の問題
をあまりにも容易に経験するようになる。たとえば、ク
ロムおよびモリブデンの超過水準は、以下に示すように
熱間加工問題(合金ぜい性)が起り得る。さらに、15
チまたはそれ以上のモリブデンのA−セントでは、合金
は延性に劣ったものになりがちである。モリブデン量は
好ましくは8〜12%に保持される。
While molybdenum contributes significantly to obtaining resistance to the aforementioned forms of corrosion, it is also responsible for providing the highest degree of work hardening. If the working conditions of pressure and temperature imposed by the depth of the well are not harsh, perhaps about 5
A low amount of molybdenum of 7% to 8% is used while together with chromium at least 7-8% to ensure a high level of corrosion resistance.
It is advantageous to adopt a molybdenum content of %. In this regard, the sum of chromium and molybdenum is preferably about 3
Should be 3- or higher. However, when this total exceeds about 40 inches, problems other than corrosion-related effects are too easily experienced. For example, excessive levels of chromium and molybdenum can cause hot working problems (alloy brittleness) as shown below. Furthermore, 15
At molybdenum A-cents of 1 or more, the alloy tends to be less ductile. The amount of molybdenum is preferably kept between 8 and 12%.

残留延性が強調されている。クロムとモリブデンがこの
点に関して顕著な影響を及ぼすことが知られている。し
たがって最高残留延性を求める際に次の関係が認められ
るべきである。Mo量の2倍量を減じたCr il (
%Cr −2(%Mo))は約2未満であってはならず
、また12を超えてはならない。
Residual ductility is emphasized. Chromium and molybdenum are known to have a significant influence in this regard. Therefore, the following relationship should be accepted when determining the maximum residual ductility. Cr il (2 times the amount of Mo)
%Cr-2(%Mo)) should not be less than about 2 and should not be more than 12.

NACE H2S試験(以下で記載)によって示される
ように鉄は有用であると考えられる。また、鉄は合金コ
ストを下げる。本発明に従って、鉄を5チから15〜2
0%の高水準に存在させることが好ましい。過剰の鉄は
、特にクロムとモリブデンとの範囲の上限では、望まし
くない構造相の原因となることがある。シグマのような
二次相を避けるために、クロムとモリブデンと鉄との合
計は約46チ未満に維持すべきである。
Iron is considered useful as shown by the NACE H2S test (described below). Iron also lowers alloy costs. According to the present invention, iron from 5 inches to 15-2
Preferably, it is present at levels as high as 0%. Excess iron can cause undesirable structural phases, especially at the upper end of the chromium to molybdenum range. To avoid secondary phases such as sigma, the sum of chromium, molybdenum, and iron should be kept below about 46 inches.

他の元素として、アルミニウムおよびチタンを調質添加
物として使用することができ、またこれらは加工可能性
に寄与する。本発明の合金は約0.05%〜0.3%こ
れらの成分のどちらかもしくは両方を含有することが好
適である。リンおよびイオウは、)I28および塩化物
タイプ両方の割れに対する抵抗性を減らす。ここで前に
示したように、これらの成分はできるかぎり低水準に維
持すべきである。マンガンにおいてもやっかいな問題が
、特に塩化物応力腐食割れに関しである。マンガンは0
.3または0.2チ未満の水準に維持すべきである。ケ
イ素はマンガンはど有害ではないが、許容水準の水素応
力割れ抵抗性を獲得する際には、0.5チを超えないこ
とが好ましい。
As other elements, aluminum and titanium can be used as tempering additives and also contribute to processability. Preferably, the alloys of the present invention contain about 0.05% to 0.3% of either or both of these components. Phosphorus and sulfur reduce the resistance to cracking of both the ) I28 and chloride types. As indicated hereinabove, these components should be kept at as low a level as possible. Troublesome problems also exist in manganese, particularly with respect to chloride stress corrosion cracking. Manganese is 0
.. Should be maintained at a level below 3 or 0.2 inches. Although silicon is not harmful to manganese, it is preferable not to exceed 0.5 inch in order to obtain an acceptable level of hydrogen stress cracking resistance.

炭素は、事実上不可避的存在であるが、延性を駄目にす
る。マグネシウムとジルコニウムとは細粒化のために使
用することができる。密度が増しまた費用がかさむこと
以外、タングステンは特に利点を与えるようには見えな
い。したがって、炭素含量は好ましくは約0.03 %
以下に保持され、マグネシウムおよび(または)ジルコ
ニウムは0.1チまでもしくはそれ以上の量で存在する
ことができる。
Carbon, although virtually unavoidable, destroys ductility. Magnesium and zirconium can be used for grain refinement. Other than increased density and cost, tungsten does not appear to offer any particular advantages. Therefore, the carbon content is preferably about 0.03%
The magnesium and/or zirconium can be present in amounts up to 0.1% or more.

製法に関して、合金は、約1070〜1180℃(約1
950〜2150′F)、好ましくは約1090〜11
50℃(2000〜2100″F)で、0.5〜5時間
、たとえば1〜2時間、焼なましされた溶体であること
もできる。その上に、合金は冷却され次いで冷間加工が
行われる。エア冷却を採用することができる。
Regarding the manufacturing method, the alloy is manufactured at a temperature of approximately 1070-1180°C (approximately 1
950-2150'F), preferably about 1090-11
It can also be a solution annealed at 50°C (2000-2100"F) for 0.5-5 hours, such as 1-2 hours. Additionally, the alloy is cooled and then cold worked. Air cooling can be used.

約40%またはそれ以上のオーダにおける冷間加工は、
約1210 MPa (約175.0001)si )
のオーダの降伏強さを通常与える。40%〜50%の冷
間加工範囲は、一般に満足すべきものである。合金が焼
なましされた溶体なので、ここでの冷間加工可能タイプ
はエージング処理の助けを必要としない。高アルミニウ
ム/チタンが存在しないとき、合金は場合によっては時
効硬化することができない。
Cold working on the order of about 40% or more
Approximately 1210 MPa (approximately 175.0001)si)
It usually gives a yield strength of the order of . A cold work range of 40% to 50% is generally satisfactory. Since the alloy is an annealed solution, the cold workable type here does not require the aid of an aging process. When high aluminum/titanium is not present, the alloy may not be able to age harden.

当業者に本発明の性質に関して良好な概観を示すために
以下のデータを与える。
The following data is provided to give those skilled in the art a good overview of the nature of the invention.

多数の合金、すなわちfitおよび浅田のヒート(約4
51tg)が高純度装入材料を使用して誘導溶融によっ
て本発明の範囲内および範囲外の両方で調製された。イ
ンゴットをたとえば、1511111厚の板材に熱間圧
延し、次いで焼なましされた溶体は冷間圧延されて強度
を増し、冷間圧延量を種々に変える。表1は主な元素が
変化した合金に関し、それに対し表■は、主な成分が名
目的にNi−25%−10%Mo*であって、少量元素
が変化するものに関するものである。
A large number of alloys, namely fit and Asada's heat (approximately 4
51 tg) were prepared both within and outside the scope of this invention by induction melting using high purity charge materials. The ingot is hot rolled into, for example, a 1511111 thick sheet, and the annealed solution is then cold rolled to increase its strength and the amount of cold rolling is varied. Table 1 relates to alloys with major elemental changes, whereas Table 2 relates to alloys in which the major components are nominally Ni-25%-10% Mo* with minor elemental changes.

H2S応力腐食試験 試料はNational Ansoeiation C
orrosion Englneers(NACE)に
よって採用されている標準試験溶液すなわち、H2Sガ
スで飽和されかつ945 g H20の中に5g氷酢酸
および50 g NaC1を含む溶液に対して検査され
た( NACE 5pee、 8tandard TM
−01−77を参照)。この溶液は雰囲気温度における
H2Sガスに対する感受性を試験するためにオイルおよ
び天然ガス生産装置によって使用される。
H2S stress corrosion test specimen is National Ansoeiation C
tested against the standard test solution adopted by the National Institute of Orrosion Engineers (NACE), a solution saturated with H2S gas and containing 5 g glacial acetic acid and 50 g NaCl in 945 g H20 (NACE 5pee, 8 standard TM
-01-77). This solution is used by oil and natural gas production equipment to test sensitivity to H2S gas at ambient temperatures.

試料は、降伏強さの種々の・ぐ−セント、通常100%
、で応力がかけられた小さな電気絶縁試験固定具で負荷
され3点で曲げられた横長のサンプルであった。冷間圧
延された材料へ試験前に種々の時間、260〜315℃
で「井戸の老化(wellageing)j  の熱処
理が施された。サンプルは冷間加工板から横切る方向に
向けられた。(注記、特別な試料は負荷歪み特性を決定
するためKまず第一に変形させられた)。次いで、試験
用サンプルは所望の応力水準に対応する前もって決めら
れたゆがみまで固定具で負荷された。いくつかのU状屈
曲試料もまた試験された。すべてのサンプルは鋼の小片
に接触させてガルノζ−二カツブリングとした。
The specimens are of varying yield strength, usually 100%.
, the oblong sample was loaded and bent at three points with a small electrical insulation test fixture that was stressed at . Cold rolled material was heated at 260-315°C for various times before testing.
The samples were oriented transversely from the cold-worked plate. (Note, special samples were first deformed in order to determine the load-strain characteristics.) The test samples were then loaded in the fixture to a predetermined deflection corresponding to the desired stress level. Several U-bend specimens were also tested. All samples were It was brought into contact with a small piece to form a Garno ζ-2 cut ring.

降伏強さく 0.2 %オフセット)、かけられた応力
水準およびH85Cの結果を表■に与える。これから気
づくように、一対のサンプルが5週間の試験期間にわた
って試験された。
The yield strength (0.2% offset), applied stress level and H85C results are given in Table ■. As will be noted, a pair of samples were tested over a five week test period.

追加の結果を表111−Aに報告する。これらのデータ
はNACE H2S溶液中でU状屈曲試験を含んでいる
。これかられかるように、試験期間は示したように変え
られている。
Additional results are reported in Table 111-A. These data include U-bend tests in NACE H2S solution. As you will see, the test period has been changed as shown.

塩化物応力腐食割れ この試験はU状屈曲サンプルを用いて行われた。Chloride stress corrosion cracking This test was conducted using a U-shaped bent sample.

試料は合金C−276製のゼルトで負荷され、試験は2
5%NaCl 、  0.5%酢酸および1 g/lイ
オウ元素を含有する硫化水素飽和溶液中で実施された。
The sample was loaded with Zelto made of alloy C-276 and the test
It was carried out in a hydrogen sulfide saturated solution containing 5% NaCl, 0.5% acetic acid and 1 g/l elemental sulfur.

表■で示すように種々の温度が用いられ、もちろん高い
温度はより苛酷な環境を表す。この試験はVaughn
およびGreer (論文No、 SPE 924へ 
1980.5ociety of P@troleum
 Engineers )  によってより詳しく述べ
られている。この結果は表■と表N−Aに与える。
Various temperatures are used as shown in Table 1, with higher temperatures representing, of course, more harsh environments. This test was performed by Vaughn
and Greer (Paper No., to SPE 924
1980.5ociety of P@troleum
Engineers). The results are given in Tables ■ and Tables NA.

孔食試験 この場合、塩化第二鉄試験が採用された。試料全体が約
50”(、,72時間5%塩化第二鉄溶液に浸漬された
。(詳細はASTM 5tandard Part 1
0、S@ationGを参照)。塩化第二鉄中の孔食挙
動とサワーガス井戸環境に密接に類似する他の環境中の
観察との間の良好な相関が文献で報告されている。
Pitting Corrosion Test In this case, the ferric chloride test was adopted. The entire sample was immersed in a 5% ferric chloride solution for approximately 50" (72 hours) (see ASTM 5 standard Part 1 for details).
0, see S@ationG). Good correlation between pitting behavior in ferric chloride and observations in other environments closely similar to the sour gas well environment has been reported in the literature.

電気化学的試験が、塩酸でpH2に調整された10.0
00 ppm (NaC1) 溶液中、+50 ’Cで
行われた。
Electrochemical tests were performed at pH 10.0 adjusted to pH 2 with hydrochloric acid.
00 ppm (NaCl) solution at +50'C.

孔食抵抗を特徴づけるために61Jyfルト/時で走査
が行われた。標準カロメル電極に対する+0.6セルト
における走査前進中の電流密度が孔食挙動の測定として
用いられた( P、ElMorrisおよびR,C。
Scans were performed at 61 Jyf/hr to characterize pitting resistance. The current density during the scan advance at +0.6 certs for a standard calomel electrode was used as a measure of pitting behavior (P, ElMorris and R,C.

5earberryによるCorrosion、 Vo
l、28.1972 、P444を参照)。データを表
■に報告する。
Corrosion by 5earberry, Vo
1, 28.1972, p. 444). Data are reported in Table ■.

加工硬化および残留延性 本発明の合金は冷間加工されて所望の強度にしなくては
ならないので、加工硬化率は重要である。
Work Hardening and Residual Ductility The rate of work hardening is important because the alloys of this invention must be cold worked to the desired strength.

したがって、荷重とサンプル直径とが割れるまで周期的
に決定する引張り試験によって多数の合金の真応カー真
歪み挙動が決められた(表■を参照)。
Therefore, the true strain behavior of a number of alloys has been determined by tensile tests in which the load and sample diameter are determined periodically until cracking (see Table ■).

本発明者らが用いる「残留延性」を特徴づけるために、
割れるまでの歪みから1241 MPa(180kai
)の応力に合金を加工硬化する歪みを引く。したがって
、報告された数値(表■)は1241 MPa(180
kml)の降伏強さに加工硬化した後に残っている延性
の測定値である。
To characterize the “residual ductility” we use,
1241 MPa (180 kai
) subtracts the strain that causes the alloy to work harden. Therefore, the reported value (Table ■) is 1241 MPa (180
It is a measure of the ductility remaining after work hardening to a yield strength of 0.1 kml).

合金M、N、OおよびPはすべて熱間加工中に割れて試
験できなかった。モリブデンおよび(または)クロムと
モリブデンとの合計が高水準にあったことが注目される
。前に述べたようにこれはただ熱間加工の問題を招いて
いるにすぎない。
Alloys M, N, O and P all cracked during hot working and could not be tested. It is noted that the molybdenum and/or sum of chromium and molybdenum were at high levels. As mentioned earlier, this only leads to hot working problems.

(19) 表1 A  14,7 9,8 6,2 .023 0,16
B  14,7 9,9 10,7 .021 0,1
0c  9.9 9.7 11.0 .035 0,1
5D  I5,0 4.8 11.1 .035 0.
09E  14.2 16,0 10,3 .069 
0,15F  26.7 11,0 0 .020 0
,18G  18,7 2.8 16,9 .001 
0.11H18,87,916,8,0070,11J
  27,8 9,8 0 .011 0,06K  
24,7 10.1   .034 0,25L  1
4.9 9,7 10.4 .031 0.11M  
19,8 20.3 11,4 .024 0.1ON
  24.7 20,7 10.3 .023 0,1
00 21.1 25,5 10,8 .035 0,
09P  26,5 15.7 11.9 .018 
0,161 19.4 10,1 10,8 .032
 0,092 19.4 14゜1 9,5 .031
 0,143 23.8 9.8 9.4 .034 
0.164 29.1 8,3 9,6 .070 0
.175 18.7 14,5 13,9 .003 
0.096 28.0 10.3 16,0 .005
 0,087 25.7 9,8 0 .030 0.
17(2(1) 304− TI     その他 0.10    − 0.10 0.09    − 0.10 0.23 0.07   1.9Cb O0123,0Cb Olll    3.ICb Oool    2.ICb 1.40   3.ICb O、092,7Cu O105 0,05 0,04 0,10 0,10 0,08 0,07 0,08 0,09 0,06 0,10 表1 S  24,6 10,0 9,1 0.()5 0j
)5T  24,7 9.6 10,1 0,05 0
,06U  23,8 10,7 10.3  (1,
(13(1,(18V  24.9 10,0 10.
I  n、(16(1,05W  24.9 10,0
 10.1 11.06 0,0510 24.7 9
,6 10.1  (1,(+5 041611 24
.3 9,4 10.5  fl、11  (1,09
1224,39,410,50,110,091323
,010,710,30,050,0B14 24.9
 10,0 10,1 0.r16 0.+1515 
24.8 10.1 10,1 0,06 0,06I
P1 24,8 10.1 10,1 0,06 0.
t)617 24.9 10,3 10.1  Fl、
15 0,1818 24.9 10.3 10.1 
0,35 0,342]  23,4 9.6 10.
0  (1,080,052224,610,69,9
0,120,122324,610,69,9n、12
 0.12Cその他 、005  .2281 + 、53Mn、120  
  − .820  .016P 、025  0,45Mn 、025  0,95Mn 、005    − 、005    − .067    − 1027  .012Mg 、027  .012Mg→−、08Zr、020  
.007P 、025  0.20Mn 、010  0,2381 .010  1.1081 .007    − .007    − 8007    − 1021    − .021  3,3W 、003  .018P 、003  .018P +、024B(21) 表■ F=5週間またはそれ以下で一つまたは両方が不合格と
なつt降伏強さ     かけられた応力水準W   
  147  1014       100    
       P(22) 305−− 表1l−A U状屈曲の外面繊維応力  欠陥までの時間合金  (
ksi)  (MPa)(日)F     176  
1213     21,21S     175  
1207     63+、63+T     191
  1317     63+、  63−1−U  
   190  1310     63+、  63
+V     177  1220     63+、
63+W     173  1193     63
+、  63+1    172  1186    
 63−+−,63+2    196  1351 
    21、 213    192  1324 
    21、 63+7    163  1124
     21、 638    167  1151
     63+、  63+9    186  1
282     63+、  63+10    19
1  1317     63+、  63+13  
  187  1289     63+、  63+
16    173  1193  、    21.
 2117    179  1234     63
+、  63+18    167  1151   
  63+  63+表V 2O4℃で15日後の  塩化第二鉄重量損失A   
     優 B        優 C不可     1,175 D        慶          −〇良 R不可     1,836   71 O V   O,707 0 1中 2  0.477 3  0.365 6良 90.812 To  111 40 50 160.353 2.100 2 、500 6 、400 s、oo。
(19) Table 1 A 14,7 9,8 6,2 . 023 0,16
B 14,7 9,9 10,7. 021 0,1
0c 9.9 9.7 11.0. 035 0,1
5D I5,0 4.8 11.1. 035 0.
09E 14.2 16,0 10,3. 069
0.15F 26.7 11.0 0. 020 0
, 18G 18,7 2.8 16,9 . 001
0.11H18,87,916,8,0070,11J
27,8 9,8 0. 011 0.06K
24,7 10.1. 034 0.25L 1
4.9 9,7 10.4. 031 0.11M
19,8 20.3 11,4. 024 0.1 ON
24.7 20.7 10.3. 023 0,1
00 21.1 25.5 10.8. 035 0,
09P 26,5 15.7 11.9. 018
0,161 19.4 10,1 10,8 . 032
0,092 19.4 14°1 9,5. 031
0,143 23.8 9.8 9.4. 034
0.164 29.1 8,3 9,6. 070 0
.. 175 18.7 14,5 13,9 . 003
0.096 28.0 10.3 16.0. 005
0,087 25.7 9,8 0. 030 0.
17(2(1) 304- TI Others 0.10 - 0.10 0.09 - 0.10 0.23 0.07 1.9Cb O0123,0Cb Oll 3.ICb Oool 2.ICb 1.40 3.ICb O,092,7Cu O105 0,05 0,04 0,10 0,10 0,08 0,07 0,08 0,09 0,06 0,10 Table 1 S 24,6 10,0 9,1 0. ()5 0j
)5T 24,7 9.6 10,1 0,05 0
,06U 23,8 10,7 10.3 (1,
(13(1, (18V 24.9 10,0 10.
I n, (16(1,05W 24.9 10,0
10.1 11.06 0,0510 24.7 9
,6 10.1 (1,(+5 041611 24
.. 3 9,4 10.5 fl, 11 (1,09
1224,39,410,50,110,091323
,010,710,30,050,0B14 24.9
10,0 10,1 0. r16 0. +1515
24.8 10.1 10,1 0,06 0,06I
P1 24,8 10.1 10,1 0,06 0.
t) 617 24.9 10,3 10.1 Fl,
15 0,1818 24.9 10.3 10.1
0,35 0,342] 23,4 9.6 10.
0 (1,080,052224,610,69,9
0,120,122324,610,69,9n,12
0.12C Others, 005. 2281 + , 53Mn, 120
−. 820. 016P, 025 0,45Mn, 025 0,95Mn, 005-, 005-. 067-1027. 012Mg, 027. 012Mg→-, 08Zr, 020
.. 007P, 025 0.20Mn, 010 0,2381. 010 1.1081. 007-. 007-8007-1021-. 021 3,3W, 003. 018P, 003. 018P +, 024B (21) Table ■ F = One or both fail in 5 weeks or less t Yield strength Applied stress level W
147 1014 100
P(22) 305-- Table 1l-A U-shaped bending outer surface fiber stress Time to defect Alloy (
ksi) (MPa) (Sun) F 176
1213 21,21S 175
1207 63+, 63+T 191
1317 63+, 63-1-U
190 1310 63+, 63
+V 177 1220 63+,
63+W 173 1193 63
+, 63+1 172 1186
63-+-, 63+2 196 1351
21, 213 192 1324
21, 63+7 163 1124
21, 638 167 1151
63+, 63+9 186 1
282 63+, 63+10 19
1 1317 63+, 63+13
187 1289 63+, 63+
16 173 1193, 21.
2117 179 1234 63
+, 63+18 167 1151
63+ 63+ Table V Ferric chloride weight loss A after 15 days at 2O4°C
Excellent B Excellent C not allowed 1,175 D Kei -〇Good R not allowed 1,836 71 O V O,707 0 1 out of 2 0.477 3 0.365 6 Good 90.812 To 111 40 50 160.353 2.100 2, 500 6, 400 s, oo.

40 B 、 000 1.080 20 85 (6) データの一般的検討から本発明の範囲内の合金は全く良
好にふるまうことがわかる。深いサワーガス井戸管材用
として現在考慮されている合金、特に合金C−273、
MP−35−Nおよび625はすべてかなり短期間で割
れるだろうことが理解される。
40 B, 000 1.080 20 85 (6) A general examination of the data shows that alloys within the scope of the invention behave quite well. Alloys currently being considered for deep sour gas well tubing, particularly alloy C-273,
It is understood that MP-35-N and 625 will all break fairly quickly.

たとえば、NACEH2S U状屈曲試験ではこのよう
な合金は1〜2週間の期間で割れる。
For example, in the NACEH2S U-bend test, such alloys crack in a period of 1 to 2 weeks.

多くの合金が1200MPa 程度の応力水準で生き残
ることがNACE H28試験で表されている。また塩
化物試験では本発明の範囲内の合金が288℃(500
″F2以上)の温度で良好である。この試験において市
販の材料が急速に駄目になることがわかる。これらの結
果は非常に意義のあるものであると考えられる。
The NACE H28 test has shown that many alloys survive stress levels on the order of 1200 MPa. Additionally, alloys within the scope of the present invention were tested for chloride at 288°C (500°C).
It can be seen that commercially available materials fail rapidly in this test. These results are considered to be very significant.

表■ 加工硬化挙動、0,4の引張り A      180  1241 B      184  1269 C1681158 D       155    10691     
  177    12206      154  
  1062表■ 残留延性、つぶれるまでの真歪み マイナス1241 MPa(180ksi )のB  
     0.43 C0036 D       O,61’ 0      0.38 RO,79 10,41 110,75 120,89 130,93 残留びすみの点で、本発明を外れた多数の合金が冷間加
工後の十分な延性度を示す。合金りはそのような合金で
ある。合金1は限界組成を持つ。
Table ■ Work hardening behavior, tensile strength of 0,4 A 180 1241 B 184 1269 C1681158 D 155 10691
177 12206 154
1062 Table ■ Residual ductility, true strain until collapse minus 1241 MPa (180 ksi) B
0.43 C0036 D O,61' 0 0.38 RO,79 10,41 110,75 120,89 130,93 A number of alloys outside the invention have poor performance after cold working in terms of residual dullness. It shows good ductility. Alloy alloys are such alloys. Alloy 1 has a critical composition.

さらに、それは%Cr−2(%Mo)が2に等しいもし
くは2を超えかつ12を超えないという関係を満足しな
い。本発明の範囲内であり、残留延性を含む性質の十分
満足すべき組合せによって特徴づけられる多数の合金が
あるならば、合金1はサワーガス井戸用に推奨されない
だろう。合金11.12および13は優れている。
Furthermore, it does not satisfy the relationship that %Cr-2 (%Mo) is equal to or exceeds 2 and does not exceed 12. Alloy 1 would not be recommended for sour gas wells, although there are a number of alloys within the scope of this invention that are characterized by a sufficiently satisfactory combination of properties, including residual ductility. Alloys 11,12 and 13 are excellent.

市販寸法のインゴットを作ったならばどのような問題が
発生するかを確認するために、4つの似た重量級の鋳造
品が準備された。放熱用熱頂部を持つ20.3 Lll
l X 20.3 Llll X 35.6国(8“×
8“X14“)の砂鋳型内に鋳造された300ポンPヒ
ートとして製造された。鋳造は横断面積において0.0
93m2(1sguare feet )のオーダでイ
ンピット中に起る凝固に近い。インゴットの名目上の化
学成分を表■に示す。
Four similar weight castings were prepared to see what problems would occur if commercially sized ingots were made. 20.3 Lll with thermal top for heat dissipation
l X 20.3 Lllll X 35.6 countries (8"
Manufactured as a 300 lb P heat cast in a 8" x 14" sand mold. Casting has a cross-sectional area of 0.0
On the order of 93 m2 (1 sguare feet), it is close to the solidification that occurs during the in-pit. The nominal chemical composition of the ingot is shown in Table ■.

表■ 24 25 10 1.0  残部 X  28 1.0 10 11 Y 251310 〃 Z  25 10 15  // インピットからの横断面の冶金学的検査によって、合金
回申にはこん跡量の二次相部分のみしか見られなかった
が、他の合金には多量の二次相が見られた。4つの鋳造
物すべてからの薄板は2.5〜1.3α(1〜0.5イ
ンチ)の厚さで割れの兆候なく 1150℃(2100
’P )で首尾よく熱間圧延された。二次相部分は熱間
圧延された合金別では見られず、合金XXYおよび2で
はなお多酸に見られた。このように、後者の合金の化学
組成はCr+Mo + F・において過剰であった。こ
の総合計蓋は約46を超えない水準に維持すべきである
Table ■ 24 25 10 1.0 Remainder However, large amounts of secondary phases were observed in other alloys. Sheets from all four castings were 2.5-1.3α (1-0.5 inch) thick and tested at 1150°C (2100°C) without any signs of cracking.
'P) was successfully hot rolled. Secondary phase portions were not seen in the hot rolled alloys and were still seen in polyacids in alloys XXY and 2. Thus, the chemical composition of the latter alloy was in excess of Cr+Mo+F. This total cap should be maintained at a level not exceeding about 46.

本発明は主に深いサワーガス井戸用に利用される一方、
高強度と高耐食性とが組み合わさった材料を要求する種
々の異った応用に利用することもできる。このような応
用には、中間天然ガス井戸、深いサワー油井戸、水およ
び海洋環境、浄化器、化学プラント装置(管材、パイプ
等々)、航空機および宇宙利用などがある。仕上げられ
る製造形態には、鍛造物、棒板、押し出し物、シートな
どがある。他の構造上の形状には、締め具、バルブ、ビ
ン、シャフトおよびロータが挙げられる。
While the present invention is primarily utilized for deep sour gas wells,
It can also be used in a variety of different applications requiring a material that combines high strength with high corrosion resistance. Such applications include intermediate natural gas wells, deep sour oil wells, water and marine environments, purifiers, chemical plant equipment (tubing, pipes, etc.), aircraft and space applications. Finished manufacturing forms include forgings, bars, extrusions, and sheets. Other structural shapes include fasteners, valves, bins, shafts and rotors.

出願人代理人   猪 股    清Applicant's agent Kiyoshi Inomata

Claims (1)

【特許請求の範囲】 1、 (lHjtf:化水素応力割れ、(11)塩化物
応力腐食割れ、(Ill)JL食乃至点食および(lv
)全面腐食に対する高度な抵抗性により特徴づけられ、
さらに(v)1030MPaを超える高降伏強さ、(V
l)良好な残留延性、υ1)井戸の老化に対する抵抗性
、およびl/ii9良好な熱間加工可能性を与えかつO
X)二次相の有害量の存在を回避する性能により特徴づ
けられる、冷間加工可能な固溶体ニッケルークロム−モ
リブデン合金であって、四〜30%のクロム、8〜12
チのモリブデン(ただし、クロムとモリブデンとの合計
は29〜40%であり、モリブデンの2倍量を引いたク
ロム量が2〜12チである)、5〜15%の鉄(ただし
、クロムとモリブデンと鉄との合計は46%を超えない
)、アルミニウムとチタンとの群からの少なくとも一種
の0.05〜0.5(1)             
     000%、0.05 %までの炭素、存在す
るならば0,5チまでのニオブ、0.5%までのケイ素
、0.2%までのマンガン、および実質的に残部のニッ
ケルを含有することを特徴とする固溶体合金。 2、 (1)硫化水素応力割れ、(11)塩化物応力腐
食割れ、(+++)孔食乃至点食および(lv)全面腐
食に対する高度な抵抗性により特徴づけられ、さらに(
V)1030MPaを超える高降伏強さ、(vi)良好
な残留延性、←11)井戸の老化に対する抵抗性、およ
びGll+−良好な熱間加工可能性を与えかつ(lX)
二次相の有害tの存在を回避する性能により特徴づけら
れる、冷間加工可能な固溶体ニッケルークロム−モリブ
デン合金であって、か〜30%のクロム、8〜12チの
モリブデン(ただし、クロムとモリブデンとの合計は2
9〜40%であり、モリブデンの2倍量を引いたクロム
量が2〜12%である)、5〜15チの鉄(ただし、ク
ロムとモリブデンと鉄との合計は46チを超えない)、
アルミニウムとチタンとの肝からの少なくとも一種の0
.05〜0.5%、0.05%までの炭素、存在するな
らば0.5(2) 係までのニオブ、0.5%までのケイ素、0.2%まで
のマンガン、および実質的に残部のニッケルを含有する
上記固溶体合金からつくられたサワーガス井戸環境で使
用されるだめの管材。 3.23〜27%のクロムおよび8〜12チのモリブデ
ンを特徴する特許請求の範囲第1項記載の合金。 4、炭素が0.03%を超えない、特許請求の範囲第1
項記載の合金。 5、クロムとモリブデンとの合計が31〜38%である
、特許請求の範囲第1項記載の合金。 6、菅蕾が少なくとも4600 mの深さ、300℃を
超える井戸底温度、および69 MPaを超える圧力で
の深サワーガス井戸環境に接しかつH2S 。 CO2、CH4および地下かん水を含む腐食環境に接す
る、特許請求の範囲第2項記載の管材。 7.15〜30%のクロム、7〜15.96のモリブデ
ン、l′ □ (ただし、クロムとモリブデンとの合計が29〜40%
である)、20%までの鉄、0.1%までの炭素、各々
1%までのアルミニウム、チタン、およびケイ素、0.
3%までのマンガン、0.1%*でのホウ素、0.1%
までのミツシュメタル、δチまでのコバルト、ならびに
実質的残部のニッケルからなる高強度耐食性ニッケルー
クロム−モリブデン合金。
[Claims] 1. (lHjtf: hydrogen stress cracking, (11) chloride stress corrosion cracking, (Ill) JL corrosion or pitting, and (lv
) Characterized by a high degree of resistance to general corrosion,
Furthermore, (v) high yield strength exceeding 1030 MPa, (V
l) good residual ductility, υ1) resistance to well aging, and l/ii9 giving good hot workability and O
X) Cold-workable solid solution nickel-chromium-molybdenum alloys characterized by the ability to avoid the presence of harmful amounts of secondary phases, containing 4 to 30% chromium, 8 to 12
molybdenum (however, the total of chromium and molybdenum is 29-40%, and the amount of chromium minus twice the amount of molybdenum is 2-12%), iron (however, 5-15%) (the sum of molybdenum and iron does not exceed 46%), at least one member from the group aluminum and titanium (0.05 to 0.5 (1))
000%, up to 0.05% carbon, up to 0.5% niobium if present, up to 0.5% silicon, up to 0.2% manganese, and the substantial balance nickel. A solid solution alloy characterized by: 2. Characterized by a high degree of resistance to (1) hydrogen sulfide stress cracking, (11) chloride stress corrosion cracking, (+++) pitting/pitting corrosion, and (lv) general corrosion;
V) high yield strength exceeding 1030 MPa, (vi) good residual ductility, ←11) resistance to well aging, and Gll+- giving good hot workability and (lX)
A cold-workable solid solution nickel-chromium-molybdenum alloy characterized by the ability to avoid the presence of harmful secondary phases, comprising ~30% chromium and 8-12% molybdenum (with the exception of chromium The total of and molybdenum is 2
9 to 40%, and the amount of chromium minus twice the amount of molybdenum is 2 to 12%), 5 to 15 inches of iron (however, the total of chromium, molybdenum, and iron does not exceed 46 inches) ,
At least one kind of 0 from aluminum and titanium
.. 0.5% to 0.5%, carbon up to 0.05%, niobium up to 0.5(2)% if present, silicon up to 0.5%, manganese up to 0.2%, and substantially Damage tubing for use in sour gas well environments made from the above solid solution alloys containing a balance of nickel. 3. An alloy according to claim 1 characterized by 23-27% chromium and 8-12% molybdenum. 4.Claim 1 in which carbon does not exceed 0.03%
Alloys listed in section. 5. The alloy according to claim 1, wherein the total content of chromium and molybdenum is 31 to 38%. 6, the tube bud is exposed to a deep sour gas well environment at a depth of at least 4600 m, bottom well temperature greater than 300 °C, and pressure greater than 69 MPa and H2S. A pipe according to claim 2, which is in contact with a corrosive environment containing CO2, CH4 and underground brine. 7.15-30% chromium, 7-15.96 molybdenum, l' □ (However, the total of chromium and molybdenum is 29-40%
), up to 20% iron, up to 0.1% carbon, up to 1% each aluminum, titanium, and silicon, 0.
Manganese up to 3%, boron at 0.1%*, 0.1%
A high-strength, corrosion-resistant nickel-chromium-molybdenum alloy consisting of up to 100% of Mitshu metal, up to 600% of cobalt, and the substantial balance nickel.
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