CZ9904553A3 - Zdokonalený systém pro zpracování, skladování a přepravu zkapalněného zemního plynu - Google Patents

Abstract

Zásobník pro skladování stlačeného zkapalněného zemního plynu při tlaku 1035 kPa až 7590 kPa a teplotě od -123 °C do -62 °C (-80 °F)je zhotoven z ultra vysoce pevné nízkolegované oceli obsahují méně než 9% hmotn. niklu a mající pevnost v tahu vyšší než 830 MPa a houževnatost do teploty křehnutí DBTT nižší než -73 °C. Rovněž potrubí a s ním spojené komponenty a tlakové nádoby jsou v tomto systému zhotoveny z ultra vysoce pevné nízkolegované oceli.

Description

Zdokonalený systém pro zpracování, skladování a přepravu zkapalněného zemního plynu

Oblast vynálezu

Předložený vynález se týká zdokonaleného systému pro zpracování, skladování a přepravu zkapalněného zemního plynu (LNG) a zvláště nových systémů pro zpracování, skladování a přepravu zkapalněného LNG při podstatně zvýšených tlacích a teplotách oproti konvenčním systémům LNG.

Dosavadní stav techniky

V následující specifikaci jsou používány různé termíny. Z tohoto důvodu je bezprostředně před patentové nároky vložen slovníček výrazů.

Mnoho zdrojů zemního plynu je situováno v odlehlých oblastech velmi vzdálených od jakýchkoliv odbytišť plynu. Někdy je k přepravě vyprodukovaného plynu dispozici potrubí vedoucí do těchto odbytišť. V případě, že je potrubní přeprava do těchto odbytišť neproveditelná, musí se často zemní plyn pro přepravu do odbytiště zkapalnit. Zkapalněný zemní plyn (LNG) se obvykle přepravuje ve speciálně stavěných lodních tankerech, pak se v příhodném importním terminálu poblíž obchodního centra skladuje a opět zplynuje. Zařízení používané pro zkapalnění, přepravu, skladování a zplynění zemního plynu je obecně velmi nákladné; běžný konvenční projekt pro zkapalněný zemní plyn stojí od 5 do 10 miliard dolarů včetně nákladů na projekci. Typický projekt na zkapalněný zemní plyn „na zelené louce“ vyžaduje zdroj plynu okolo 280 Gm³ (10 TCF (trilionů kubických stop)) a odběrateli zkapalněného zemního plynu jsou obecně velké závody. Často bývají objevené zdroje zemního plynu ve vzdálených oblastech menší než 280 Gm³ (10 TCF ). I ty zdroje zemního plynu splňující minimální požadavky na 280 Gm³ (10 TCF ) s 20 letým nebo delším dlouhodobým využíváním vyžadují ode všech, tj. od dodavatele, dopravce a velkoodběratele LNG, ekonomický výrobní postup, skladování a přepravy zemního plynu ve zkapalněném stavu. Tam, kde mají odběratelé LNG • · · ·· · 9 9 9 ·

9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9

9 9 9 9 9 9 9 9 9 ·

99 9 9 9 9 9 ·9 9 9 9 9

- 2 alternativní zdroje plynu jako je plyn z potrubí, není často smluvní distribuční řetězec LNG schopný konkurence.

Obrázek 1 schematicky znázorňuje takový smluvní závod LNG, který vyrábí LNG při teplotách okolo -162 °C (-260 °F) za atmosférického tlaku. Zemní plyn proudí do smluvního závodu na LNG o tlaku od přibližně od 4830 kPa (700 psia) do přibližně 7600 kPa (1100 psia) a teplotách přibližně od 21 °C (70 °F) do přibližně 38 °C (100 °F). Ke snížení teploty zemního plynu na velmi nízkou výstupní teplotu okolo -162 °C (260 °F) je zapotřebí ve dvoustupňovém procesu závodu LNG až 350000 koňských sil chladicího výkonu. Při běžném zpracování zemního plynu zkapalňováním musí být dostatečně odstraněny voda, oxid uhličitý, sloučeniny obsahující síru jako je sirovodík, další kyselé plyny, n-pentan a těžší uhlovodíky včetně benzenu až na úroveň ppm, protože by tyto sloučeniny vymrzaly a způsobovaly problémy spojené z ucpáváním zpracovatelského zařízení. Zařízení na zpracování plynu smluvního závodu LNG musí mít úpravárenské zařízení na odstraňování oxidu uhličitého a kyselých plynů. Úpravárenské zařízení využívá charakteristické chemické a fyzikální rozpouštědlové regenerační postupy a to vyžaduje značné kapitálové investice. V porovnání s jinými zařízeními v závodě jsou také vysoké provozní náklady. K odstranění vodních par jsou nutné dehydrátory se suchou náplní jako jsou molekulární síta. K odstraňování uhlovodíků majících tendenci ucpávat zařízení se používají vypírací kolony a frakcionační zařízení. Ve smluvních závodech LNG se také odstraňuje rtuť, protože způsobuje závady zařízení zhotovených z hliníku. Po zpracování zemního plynu se odstraňuje přítomný dusík, kterého může být v zemním plynu přítomno velké množství, protože ten během přepravy běžného LNG nezůstává v kapalné fázi a není žádoucí, aby byl v místě dodání v kontejnerech LNG v plynném stavu přítomen.

Zásobníky, potrubí a další zařízení používaná ve smluvních závodech LNG musejí nezbytně odolávat křehkému lomu při extrémně nízkých provozních teplotách a jsou většinou zhotoveny alespoň částečně z hliníku nebo oceli obsahující nikl (např. 9% hmot. niklu). Vedle jejich využití ve smluvních závodech se nákladné materiály s • 99 • 99

- 3 velkou odolností proti křehkému lomu při nízkých teplotách včetně hliníku a komerční oceli obsahující nikl (např. 9% hmot.).používají většinou na LNG lodích a v importních terminálech.

Běžně používané oceli pro konstrukce využívané při kryogenní teplotě, např. oceli s obsahem niklu nižším než 3 % hmot., mají nízký BDTT (hodnota houževnatosti dále definovaná), ale také relativně nízkou pevnost v tahu. Komerčně dostupné oceli se 3,5 % hmot. niklu, 5,5 % hmot. niklu a 9 % hmot. niklu, mají běžně BDTT okolo -100 °C (-150 °F), 155 °C (-250 °F) a 175 °C (-280 °F), a pevnost v tahu přibližně 485 MPa (70 ksi), 620 MPa (90 ksi) a 830 MPa (120 ksi). K dosažení kombinace pevnosti a houževnatosti musejí tyto oceli projít obvykle nákladným zpracováním, např. dvojím žíháním. Pro aplikace při kryogenních teplotách se tyto komerční oceli obsahující nikl v průmyslu běžně využívají pro jejich houževnatost při nízkých teplotách, avšak musí se počítat s jejich relativně nízkou pevností v tahu. Taková konstrukce pro zátěž při kryogenní teplotě většinou vyžaduje nadměrně velkou tloušťku oceli. Používání těchto ocelí obsahujících nikl pro aplikace při kryogenních teplotách vede k tomu, že jde o nákladnou záležitost vzhledem ke kombinaci vysoké ceny s požadovanou tloušťkou oceli.

Typická LNG loď používá ke skladování LNG během přepravy velké kulové zásobníky známé jako Mossovy koule. Taková loď stojí běžně více jak 230 milionů dolarů. Typický projekt k výrobě LNG na Středním Východě a přeprava LNG na Dálný Východ může vyžadovat 7 až 8 takových lodí v celkové ceně okolo 1,6 až 2,0 miliard dolarů.

Jak lze z dřívější diskuse usoudit, je pro zpracování, skladování a přepravu LNG do odbytišť ze vzdálených zdrojů nutný ekonomičtější systém, který by mohl účinněji konkurovat alternativním dodávkám energií. Dále je požadován systém ke komercializaci malých vzdálených zdrojů zemního plynu, který by byl jinak

- 4 neekonomický. Navíc je nutný takový ekonomičtější plynofikační a distribuční systém, kterým by se mohl LNG stát pro menší spotřebitele ekonomicky atraktivnější. Z toho vyplývá, že primárním předmětem předloženého vynálezu je zajištění ekonomičtějšího systému pro zpracování, skladování a přepravu LNG ze vzdálených zdrojů do odbytišť a podstatné snížení prahové velikosti jak rezerv, tak požadavků trhu tak, aby byl úkol s LNG ekonomicky realizovatelný. Jednou cestou k naplnění tohoto předmětu by bylo zpracování na LNG na vyšší tlaky a teploty než se používá v běžných LNG závodech, tj. pro tlaky vyšší než je atmosférický tlak a teplotu vyšší než -162 °C (-260 °F). Obecná koncepce zpracování, skladování a přepravy LNG při zvýšených tlacích a teplotách byla již v oborových publikacích diskutována, avšak tyto publikace obecně uvádějí přepravní zásobníky zhotovené z ocelí obsahujících nikl (např. 9% hmot.) nebo z hliníku; ty splňují sice konstrukční požadavky, avšak jsou vyrobeny z drahých materiálů. Například na straně 162 - 164 knihy NATURAL GAS BY SEA [Zemní plyn dopravovaný po moři] The development of a New Technology, publikované Witherby & Co. Ltd., první vydání 1979, druhé vydání 1993, diskutuje Roger Ffooks přestavbu lodě pro posádku Sigalpha na přepravu jak MLG (plyn zkapalněný pod středním tlakem) při 1380 kPa (200 psig) a -115 °C (-175 °F), tak CNG (stlačený zemní plyn) při 7935 kPa (1150 psig) a -60 °C (-75 °F). Pan Ffooks ukazuje, že přesto, že jde o technickou možnost, nenajde ohlas u „kupujících“ žádná z těchto dvou koncepcí pro své vysoké náklady na skladování. Ve sdělení podle pana Ffookse bylo předmětem řešení CNG, tj. pro teplota -60 °C (-75 °F), a konstrukčním cílem byla nízkolegované svařitelná, kalená a popuštěná ocel s dobrou pevností (760 MPa (110 ksi)) a dobrou odolností proti lomu za provozních podmínek. (Viz „A new process for the transportation of natural gas“ [Nový postup pro přepravu zemního plynu] od R.J.Broekera, International LNG Conference, Chicago, 1968). Toto sdělení také poukazuje na to, že hliníkové slitiny byly pro účely MLG, tj. pro teploty nižší než -115 °C (-175 °F) nejlevnějšími slitinami. Pan Ffooks také v Oceán Phoenix Transport uvádí na str. 164 zásobníky z 9 % niklové oceli nebo hliníkové slitiny pracující při mnohem nižším tlaku 414 kPa (60 psig); a ukazuje, že tato koncepce nenabízí dostatečné technické nebo finanční ·· ·· ···· • ·· · · · ♦ · • · · · · · ···· ·· ··· · · · · · · · • ·· ···· · · · · • · · · ·· ·· · · · · · ·

- 5 výhody k tomu, aby se zkomercializovala. Viz též: (i) US patent 3,298,805, který pro výrobu zásobníků pro přepravu stlačeného zemního plynu uvádí použití oceli s 9% niklu nebo vysoce pevnou hliníkovou slitinu; a (ii) US patent 4,182,254, který uvádí zásobníky z oceli s 9% niklu nebo podobnou ocel pro přepravu LNG při teplotách od -100 °C (-148 °F) do -140 °C (-220 °F) a tlacích od 4 do 10 atmosfér (tj. od 407 kPa (59 psia) do 1014 kPa (147 psia)); (iii) US patent 3,232,725, který uvádí přepravu zemního plynu v hustém jednofázovém stavu při teplotě nižší než -62 °C (-80 °F), nebo v některých případech -68 °C (-90 °F) a tlaku nejméně 345 kPa (50 psi) nad tlakem plynu při bodu varu při provozní teplotě s použitím zásobníků zhotovených z takových materiálů jako je ocel s obsahem 1 až 2 procenta niklu, která byla kalena a popouštěna tak, aby zajistila výslednou mez pevnosti v tahu dosahující 120000 psi; a (iv) „Marině Transportation of LNG at Intermediate Temperature“ [Námořní přeprava LNG při přechodové teplotě], CME březen 1979, od C.P.Bennetta, který uvádí případ studie přepravy LNG při tlaku 3,1 MPa (450 psi) a teplotě -100 °C (-140 °F) s použitím skladovací cisterny zhotovené z oceli s 9% Ni nebo kalené a popouštěné oceli s 3,5 % Ni o tloušťce stěn 9 1/2 palce.

Přes všechny tyto koncepce diskutované v publikacích není podle našich vědomostí LNG běžně komerčně zpracováván, skladován a přepravován při tlacích podstatně vyšších než je atmosférický tlak a teplotě podstatně vyšší než -162 °C (-260 °F). To je patrně z toho důvodu, že systém pro zpracování, skladování a distribuci LNG při takových tlacích a teplotách nebyl ekonomicky a komerčně přijatelný.

Z tohoto důvodu je předmětem tohoto vynálezu zvláště poskytnutí zdokonaleného ekonomického systému pro zpracování, skladování a přepravu LNG za podstatně vyšších tlaků a teplot než používají běžné systémy LNG.

• ·

Podstata vynálezu

V souladu s výše uvedeným předmětem předloženého vynálezu je uváděn zásobník pro skladování tlakového zkapalněného zemního plynu (PLNG) při tlaku v širokém rozmezí od přibližně 1035 kPa (150 psia) do přibližně 7590 kPa (1100 psia) a širokém rozmezí teplot v oboru od přibližně -123 °C (-190 °F) do přibližně -62 °C (-80 °F) a tento jmenovaný zásobník je zhotoven z ultra vysoce pevných nízkolegovaných ocelí obsahujících méně než 9% hmotn. niklu a majících odpovídající pevnost a lomovou houževnatost, aby v něm mohl být stlačený zkapalněný zemní plyn. Ocel má ultra vysokou pevnost, např. pevnost v tahu (jak je zde definována) vyšší než 830 MPa (120 ksi) a DBTT Qak je zde definována) nižší než asi -73 °C (-100 °F). Z důvodu minimalizace nákladů se přednostně používá ocel obsahující méně než přibližně 7 % hmotn. niklu a ještě lépe méně než přibližně 5 % hmotn. niklu. Dále je předmětem vynálezu systém pro zpracování a přepravu PLNG. Systém podle předloženého vynálezu produkuje PLNG o tlaku v širokém rozsahu od přibližně 1035 kPa (150 psia) do přibližně 7590 kPa (1100 psia) a teplotách v širokém rozsahu od přibližně -123 °C (-190 °F) do přibližně -62 °C (-80 °F) a pro skladování a přepravu PLNG využívá zásobníky podle tohoto vynálezu. Předkládaný vynález uvádí systém pro zpracování zemního plynu na PLNG, pro jeho skladování a přepravu do místa spotřeby. Systém podle tohoto vynálezu zahrnuje: - (i) zpracovatelský závod pro převedení zemního plynu na PLNG o tlaku přibližně od 1035 kPa (150 psia) do přibližně 7590 kPa (1100 psia) a teplotě přibližně od -123 °C (-190 °F) do přibližně -62 °F), přičemž se tento závod sestává ze (a) stáčecího zařízení pro příjem přitékajícího zemního plynu a odstraňování kapalných uhlovodíků ze zemního plynu; (b) dehydratačního zařízení pro odstraňování nadbytečné vodní páry ze zemního plynu k zabránění zamrzání zemního plynu při teplotách a tlacích pro PLNG používaných; a (c) zkapalňovacího zařízení pro převedení zemního plynu na PLNG; - (ii) akumulační zásobníky zhotovené z ultra vysoce pevné nízkolegované oceli obsahující méně než 9 % hmotn. niklu a mající pevnost v tahu vyšší než 830 MPa (120 ksi) a DBTT nižší než -73 °C (-100 °F); (iii) exportní terminál (a) včetně akumulačních zásobníků pro

- 7 skladování PLNG a zařízení k převodu PLNG do přepravních akumulačních zásobníků na palubě přepravní lodě nebo volitelně, (b) sestávající ze zařízení nezbytného k převodu PLNG na palubě přepravní lodě; (iv) přepravní lodě včetně přepravních akumulačních zásobníků pro přepravu PLNG do importního terminálu a volitelně majícího na palubě výparník k přeměně PLNG na plyn; a (v) importní terminál (a) včetně dovozních akumulačních zásobníků (kde dovozními akumulačními zásobníky jsou pozemní nebo plovoucí nebo pevné konstrukce na moři), zařízení k převodu PLNG z přepravních akumulačních zásobníků do dovozních akumulačních zásobníků a výparník PLNG k dodávce do potrubí spotřebitelského zařízení, nebo volitelně (b) sestávající z nezbytného dovozního zařízení (kde dovozními zařízeními jsou pozemní nebo plovoucí nebo pevné konstrukce na moři), včetně výparníků k příjmu PLNG z přepravních akumulačních zásobníků a pro převod PLNG do plynného skupenství a jeho dodávání do spotřebitelského potrubního zařízení, nebo volitelně (c) sestávající z nezbytného zařízení pro převod plynu přeměněného z PLNG palubním výparníkem do potrubí spotřebitelského zařízení v doku nebo spoji z námořních plošin jako je jednotlivý přístavní kotevní pilot (SALM).

Přehled obrázků

Pro lepší pochopení předloženého vynálezu bude vhodný odkaz na následující podrobný popis a připojené obrázky, ve kterých:

Obr. 1 (prioritní předmět) schematicky znázorňuje příkladný závod na zpracování běžného LNG;

Obr. 2 schematicky znázorňuje příkladný závod na zpracování PLNG podle předloženého vynálezu;

Obr. 3A znázorňuje bokorys (zezadu) příkladné lodě pro přepravu PLNG podle předloženého vynálezu;

44 • 4 · ·

4 4 4

4 4 4

4 4 4

44 • · • ·

- 8 Obr. 3B znázorňuje bokorys (z boku) příkladné lodě pro přepravu PLNG podle předloženého vynálezu;

Obr. 3C znázorňuje nárys příkladné lodě pro přepravu PLNG podle předloženého vynálezu;

Obr. 4A znázorňuje bokorys (zezadu) příkladné lodě pro přepravu PLNG podle předloženého vynálezu s palubním výparníkem PLNG;

Obr. 4B znázorňuje bokorys (z boku) příkladné lodě pro přepravu PLNG podle předloženého vynálezu s palubním výparníkem PLNG;

Obr. 4C znázorňuje nárys příkladné lodě pro přepravu PLNG podle předloženého vynálezu s palubním výparníkem PLNG;

Obr. 5A znázorňuje diagram závislosti kritické hloubky trhliny při dané délce trhliny jako funkci lomové houževnatosti CTOD a zbytkového napětí; a Obr. 5B znázorňuje geometrii (délku a hloubku) trhliny.

Vynález bude popisován ve spojení s výhodným provedením předmětu vynálezu, avšak tímto popisem se musí rozumět, že se tím předmět vynálezu nikterak neomezuje. Na druhé straně se vynálezem požaduje pokrytí všech alternativ, modifikací a ekvivalentů, které může v duchu a ve svém rozsahu tento vynález zahrnovat tak, jak to je definováno v připojených patentových nárocích.

Podrobný popis vynálezu

Akumulační zásobníky PLNG

Klíčovými předměty předloženého vynálezu závodu a přepravních prostředků pro PLNG podle předloženého vynálezu jsou akumulační zásobníky pro skladování a přepravu PLNG, které jsou vyráběny pro široké rozmezí tlaků od přibližně 1035 kPa (150 psia) do přibližně 7590 kPa (1100 psia) a teploty od přibližně -123 °C (190 °F) do přibližně-62 °C (80 °F).

- 9 ·» ···· ···· · · · · · · » • » · ·· ♦ · · · · • · ♦ · · 9 · · · ·· · • 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9

9999 99 99 99 99 99

Akumulační zásobníky PLNG jsou zhotoveny z ultra vysoce pevné nízkolegované oceli mající jak odpovídající pevnost, tak lomovou houževnatost pro práci za provozu systému PLNG podle předloženého vynálezu včetně tlaků a teplot. Ocel má pevnost v tahu vyšší než 830 MPa (120 ksi), lépe vyšší než 860 MPa (125 ksi) a nejlépe vyšší než přibližně 900 MPa (130 ksi). Pro některé aplikace se dává přednost tomu, aby měla ocel pevnost v tahu vyšší než 930 MPa (135 ksi) nebo vyšší než 965 MPa (140 ksi) nebo vyšší než 1000 MPa (145 ksi). Ocel má mít také přednostně DBTT nižší než přibližně -73 °C (-100 °F). Zásobník je dále určen pro skladování stlačeného zkapalněného zemního plynu při tlacích od přibližně 1725 kPa (250 psia) do přibližně 4830 kPa (700 psia) a teplotě od přibližně -112 °C (-170 °F) do přibližně -79 °C (110 °F) a vyznačuje se tím, že (i) je zhotoven z ultra vysoce pevné nízkolegované oceli obsahující méně než 9 % hmot. niklu a (ii) má odpovídající pevnost a lomovou houževnatost, aby v něm mohl být stlačený zkapalněný zemní plyn.

Ultra vysoce pevná ocel použitá pro zhotovení zásobníků podle tohoto vynálezu obsahuje přednostně nižší množství drahých legur jako je nikl. Obsah niklu je přednostně 9 % hmotn., lépe méně než přibližně 7 % hmot. a ještě lépe méně než přibližně 5 % hmot. Dává se přednost tomu, aby oceli obsahovaly minimální množství niklu nezbytného pouze k tomu, aby bylo dosaženo požadované lomové pevnosti. Takovéto ultra vysoce pevné nízkolegované oceli obsahují přednostně méně než přibližně 3 % hmotn. niklu, lépe méně než přibližně 2 % hmotn. niklu a vůbec nejlépe méně než přibližně 1 % hmotn. niklu.

Takové oceli musejí být svařitelné. Tyto ultra vysoce pevné nízkolegované oceli usnadňují zhotovování zásobníků určených k přepravě PLNG a podstatně snižují měrné náklady na ocel, která je běžně dostupnou alternativou za hliník nebo komerční oceli obsahující nikl (např. 9 % hmotn. niklu). Ocel používaná pro zhotovení zásobníků podle tohoto vynálezu přednostně není popouštěná. Popouštěnou ocel mající odpovídající pevnost a lomovou houževnatost však pro zhotovení akumulačních zásobníků podle tohoto vynálezu lze použít • · · ·

9 9 9 9 9 • 9 9 9 9

9 9 9 9 9

9 9 9 9

9999 99 99 •4 ····

9 9 9 9 • 9 9 9 9

9 9 9 9 9

9 9 9 9

99 99

- 10 Jak jistě bude zkušeným odborníkům známo, pro účely hodnocení lomové houževnatosti a kontroly lomivosti na zhotoveném potrubí pro přepravu stlačených kapalin za kryogenních teplot jako je PLNG, lze použít zkoušku vrubové houževnatosti podle Charpyho (CVN), zvláště při přechodové teplotě z tažného do křehkého stavu (DBTT). U strukturních ocelí odděluje DBTT dva lomové režimy. Při teplotách pod DBTT zkouška vrubové houževnatosti podle Charpyho ukazuje na nízkoenergetický štěpivý (křehký) lom, zatímco při teplotách nad DBTT ukazuje na vysokoenergetický tvárný lom. Akumulační a přepravní zásobníky, které jsou zhotoveny ze svařované oceli pro výše zmiňované kryogenní teploty, musí mít DBTT (podle stanovení zkouškou vrubové houževnatosti podle Charpyho) hodně pod pracovní teplotou konstrukce, aby se předešlo křehkému lomu. V závislosti na konstrukci, pracovních podmínkách a/nebo požadavcích klasifikační skupiny pro kterou se používá, musí být odpovídající teplota DBTT o 5 až 30 °C (9 až 54 °F), nižší než je pracovní teplota.

Jak bude jistě zkušeným odborníkům známo, provozní podmínky, které se musejí brát v úvahu při konstruování akumulačních zásobníků zhotovovaných ze svařované oceli pro přepravu stlačených kryogenních kapalin jako je PLNG musejí mimo jiné zahrnovat provozní tlak a teplotu, zrovna tak jako další namáhání, které na ocel a svarky (viz slovníček) působí. Ke stanovení lomové houževnatosti ocelí a svarků mohou být použita pro normalizovaná mechanická měření lomivosti jako je (i) součinitel kritického namáhání (K|_C), což je měření rovinné deformační lomové houževnatosti, a (ii) změna rozměrů trhliny (CTOD), kterou lze použít k měření elasticko-plastické lomové houževnatosti, což jsou odborníkům známé zkoušky. Ke stanovení povolené velikosti trhliny zásobníku na základě lomové houževnatosti ocelí a svarků (včetně HAZ) a působícího namáhání na zásobník lze použít oborové kódy obecně přijímané pro návrh ocelových konstrukcí, například tak, jak jsou uváděny v publikaci BSI „Guidance on methods for assessing the acceptability of flaws in fusion welded structures“ [Příručka metod hodnocení přijatelnosti trhlin struktur získaných tavným svařováním] často uváděné jako „PD 6493:1991“. Odborníci mohou vyvinout program kontroly lomivosti ke zmírnění možného vzniku • · « · »·«· ···· ··

- 11 ·· 99

9 9 9 9 9 9

9 · · · · · • · 4·»··· • 9 9 9 9 9 9 9

99 99 99 lomů pomocí (i) vhodné konstrukce zásobníku minimalizující působící namáhání, (ii) patřičné výrobní kontroly jakosti k minimalizaci defektů, (iii) patřičné kontroly zátěžovými cykly působícími na zásobník, a (iv) patřičného kontrolního programu ke spolehlivému zjišťování trhlin a defektů zásobníku. Filozofii, které se podle systému tohoto vynálezu dává přednost je „netěsnost najít před poruchou“, odborníkům známou. Zde jsou tyto úvahy uváděny obecně jako „známé principy mechaniky lomů“.

Podle známých principů lomové mechaniky je dále uveden příklad postupu pro výpočet kritické hloubky trhliny pro danou délku trhliny pro využití k vytvoření kontrolního plánu pro lomy, který má předcházet vzniku lomů v tlakové nádobě jako je akumulační zásobník podle tohoto vynálezu, tento vynález však nikterak neomezující.

Obr. 5B znázorňuje trhlinu o délce 315 a hloubce 310. K výpočtu hodnot kritické velikosti trhliny se použije křivka 300 podle PD 6493 znázorněná na obr. 5A na základě těchto konstrukčních hodnot:

Průměr nádoby: 4,57 m (15 stop)

Tloušťka stěny nádoby: 25,4 mm (1,00 palec)

Návrhový tlak: 3445 kPa (500 psi)

Povolené obvodové napětí: 333 MPa (48,3 ksi)

Pro účely tohoto příkladu se vyhodnocuje povrchová délka trhliny 100 mm (4 palce), např. obvodová trhlina situovaná ve švu svaru. S odkazem na obr. 5A, křivka 300 ukazuje hodnotu pro kritickou hloubku trhliny jako funkci lomové houževnatosti CTOD a vnitřního pnutí, pro úroveň vnitřního pnutí 15, 50 a 100 procentního namáhání na mezi trvalé deformace. Vnitřní pnutí může být způsobeno výrobou nebo svařováním; a PD6493 doporučuje použití hodnoty vnitřního pnutí odpovídající 100% namáhání na mezi trvalé deformace ve svaru (včetně svaru HAZ), pokud není pnutí svaru odstraněno takovou technologií, jako je tepelné zpracování po svařování (PWHT) nebo mechanickým odlehčením namáhání.

- 12 ·· *· • · · · • » · • 4 · · • · · ···· ·· • · · • · · • · 4 • · · · ·· «· ·· ·»·· ·· ·· • · · · • · · ·

Na základě lomové houževnatosti oceli CTOD při minimální provozní teplotě může být ustaven postup svařování nádob tak, aby se snížilo vnitřní pnutí a k zjišťování a měření trhlin může být zaveden kontrolní program (jak pro počáteční kontrolu, tak kontrolu během provozu) pro porovnávání s kritickými hodnotami velikosti trhlin. V tomto případě, pokud má ocel při minimální provozní teplotě (měřeno na laboratorních vzorcích) houževnatost CTOD 0,025 mm a vnitřní pnutí je sníženo na 15 procent hodnoty namáhání na mez trvalé deformace, je kritická hodnota hloubky trhliny přibližně 4 mm (viz bod 320 na obr. 5A). Při dodržováni podobného výpočetního postupu, který je odborníkům znám, je možno stanovit kritickou hloubku trhliny pro různé délky trhliny rovněž tak jako pro různé geometrie trhlin. Při použití této informace lze vyvinout program kontroly jakosti a program kontrol (techniky, měřitelné rozměry trhlin, četnost) k zajištění toho, aby byly trhliny zjištěny a odstraněny před dosažením kritické hloubky nebo před vložením plánované zátěže. Na základě publikovaných empirických vztahů mezi CVN, K|_C a CTOD lomové houževnatosti odpovídá obecně hodnota CTOD 0,025 mm hodnotě CVN okolo 37 J. Tento příklad však neomezuje žádným způsobem tento vynález.

Akumulační zásobníky podle tohoto vynálezu jsou přednostně zhotovovány z jednotlivých plechů z ultra vysoce pevných nízkolegovaných ocelí. Spoje včetně svarových spojů akumulačních zásobníků mají nejlépe stejnou pevnost a houževnatost jako ultra vysoce pevné nízkolegované ocelové plechy. V některých případech v místech menšího namáhání zásobníku je poddimenzování pevnosti v mezích řádu 5 až 10 % možné. Spoje s požadovanými vlastnostmi týkajícími se vyvážené pevnosti a nízkotepelné houževnatosti lze provádět jakoukoliv technologií spojování. Příkladná spojovací technologie je zde popsaná v kapitole Příklady. Technice spojování, které se dává přednost je obloukové svařování kovem pod ochrannou atmosférou (GMAW), a svařování wolframovými elektrodami v inertním plynu (TIG). Pro některé provozní podmínky Q'ak je v odstavci Příklady popsáno) lze použít svařování pod tavidlem (SAW), svařování elektronovým svazkem (EBW) a svařování laserovým svazkem (LBW).

- 13 Závod PLNG

Akumulační zásobníky popsané výše umožňují realizovat zpracovatelský způsob PLNG podle předloženého vynálezu, produkujícího PLNG o tlaku v širokém rozmezí od přibližně 1035 kPa (150 psia) do přibližně 7590 kPa (1100 psia) a teplotě od přibližně -123 °C (-190 °F) do přibližně -62 °C (-80 °F). PLNG je vyráběn a přepravován přednostně při tlacích od přibližně 1725 kPa (250 psia) do přibližně 7590 kPa (1100 psia) a teplotě od přibližně -112 °C (-170 °F) do přibližně -62 °C (-80 °F). Lepší je, pokud je PLNG vyráběn a přepravován při tlacích v rozmezí od přibližně 2415 kPa (350 psia) do přibližně 4830 kPa (700 psia) a teplotě v rozmezí od přibližně -101 °C (-150 °F) do přibližně -79 °C (-110 °F). Vůbec nejlépší je, pokud nejnižší hodnota tlaku a teploty PLNG je přibližně 2760 kPa (400 psia) a přibližně 96 °C (-140 °F). Rozmezí a kombinace ideálních teplot a tlaků, kterým se dává přednost, závisejí na složení zemního plynu, který má být zkapalňován a na ekonomických předpokladech. Zkušený odborník určí vliv parametrů složení pomocí odpovídajících oborových norem a/nebo výpočty rovnovážného bodu varu. Zkušený odborník určí a analýzuje dopad různých ekonomických předpokladů podle odpovídajících oborových norem. Ekonomickým dopadem je například to, že když se sníží teplota PLNG, zvýší se požadavky na chladicí příkon; nižší teplota při zvýšeném tlaku PLNG také zvýší hustotu PLNG a tudíž zmenší přepravní objem. Jakmile se teplota PLNG zvýší a vzroste tlak, je na akumulační a přepravní zásobníky zapotřebí více oceli, avšak sníží se náklady na chlazení a účinnost závodu vzroste.

Další popis se zaměřuje na ekonomické zvýhodňující rozdíly systému podle předloženého vynálezu na porovnání s běžným systémem zpracování LNG. Obr. 2 schematicky znázorňuje příkladný závod pro zpracování PLNG podle předloženého vynálezu. Obr. 1 pro porovnání schematicky znázorňuje příkladný závod pro zpracování LNG běžným způsobem. Jak je na obr. 1 znázorněno, skládá se příkladný závod na zpracování LNG běžným postupem z napájecího zařízení • ·

- 14 dodávaného plynu 62, zařízení na úpravu plynu 52, zařízení na dehydrataci a odstraňování rtuti 56. chladicího zařízení 63, pračky 64, frakcionačního zařízení 65, zkapalňovacího zařízení 66 a zařízení na odstraňování dusíku 54. Zatímco standardní zkapalňovací zařízení zemního plynu lze využívat i ve zpracovatelském závodě podle tohoto vynálezu, lze vynechat několik kroků používaných v běžném závodě LNG a tím velmi omezit energii potřebnou na zkapalnění zemního plynu. Při postupu PLNG se zemní plyn, který je v běžném postupu LNG spotřebováván na získání energie převádí na prodeje schopný PLNG. S odkazem na obr. 2 zahrnuje zpracování PLNG tyto stupně: (i) napájecí zařízení dodávaného plynu 10 s odstraňováním kapalných uhlovodíků, (ii) dehydratační zařízení 12 a (iii) zkapalňovací zařízení 14. Expander 16 a frakcionační zařízení lze použít k výrobě chladiv pro využití ve zkapalňovacím zařízení 14. Jakoukoliv část nebo i veškeré chladivo potřebné pro zkapalňování 14 lze pořídit z jiných zdrojů. K dosažení požadovaných nízkých teplot pro PLNG lze používat dobře známých chladicích postupů. Takovými postupy mohou například být chladicí cyklus používající jediné chladivo, vícesložkové chladivo, kaskádní cyklus nebo jejich kombinace. V chladicím procesu mohou být využívány navíc expanzní turbíny. V porovnání s běžným LNG závodem dochází v PLNG závodě podle předloženého vynálezu k podstatnému omezení chladicího příkonu, snížení investičních nákladů, úměrně nižším provozním nákladům a zvýšení účinnosti a spolehlivosti, čímž se zlepší ekonomika výroby zkapalněného zemního plynu.

Dále bude uvedeno porovnání závodu na výrobu PLNG podle tohoto vynálezu s běžným LNG postupem. Jelikož jsou podle obr. 1 a obr. 2 zkapalňovací teploty závodu PLNG 8 (obr. 2) vyšší než u běžného LNG závodu 50 (obr. 1) (který vyrábí LNG o teplotě přibližně -162 °C (-260 °F) a atmosférickém tlaku) nejsou zařízení na • · ·» · · • · · · · · · · · · · • · · ·· · ···· • · ··· φ · · · · · ·

- 15 • · · · ·· ·· · · · · úpravu plynu 52 (obr. 1) k odstraňování zamrzajících složek jako je oxid uhličitý, npentan a benzen, vyžadované u běžného závodu LNG 50, nutná u závodu PLNG 8, protože tyto běžně se vyskytující složky normálně nevymrzají, aby tak způsobovaly problémy s ucpáváním zařízení závodu PLNG, a to vlivem této vyšší provozní teploty. Pokud se v závodě PLNG 8 zpracovává zemní plyn s neobvykle vysokým obsahem oxidu uhličitého, sloučenin obsahujících síru, pentanu nebo benzenu, lze některá zařízení na jeho úpravu podle potřeby přidat. V běžném závodě LNG 50 musí být navíc odstraněn dusík (v zařízení na odstraňování dusíku), protože ten během přepravy běžného LNG za atmosférického tlaku nezůstává v kapalné fázi. Přiměřené množství dusíku nemusí být v závodě PLNG 8 odstraňováno, protože v tomto případě zůstává při postupu PLNG při provozních tlacích a teplotách v kapalné fázi se zkapalněnými uhlovodíky. Vedle toho se v běžném závodě LNG 50 odstraňuje rtuť (v zařízení na odstraňování rtuti 56). Jelikož se v závodě PLNG 8 pracuje za mnohem vyšších teplot než v běžném LNG závodě 50, nemusejí se pro zásobníky, potrubí a další zařízení PLNG závodu 8 používat hliníkové materiály a zařízení na odstraňování rtuti není většinou v závodě PLNG 8 zapotřebí. Pokud to složení zemního plynu dovolí, poskytuje možnost vynechání zařízení na úpravu plynu, odstraňování dusíku a rtuti značné technické a ekonomické výhody.

Při provozních tlacích a teplotách, kterým se podle předloženého vynálezu dává přednost, lze u provozního potrubí a dalších zařízení v nejchladnějších místech PLNG závodu 8 používat ocel se 3,5 % hmotn. niklu, oproti závodu LNG 50, kde pro se stejná zařízení musí použít mnohem nákladnější ocel s obsahem niklu 9 % hmotn. nebo hliník. To poskytuje další snížení nákladů v závodě PLNG 8 v porovnání s běžným závodem LNG. Ke zhotovování potrubí a s tím spojených komponentů (např. přírub, ventilů a tvarovek), tlakových nádob a dalších zařízení závodu PLNG 8, se přednostně používají nízkolegované oceli s odpovídající pevností a lomovou houževnatostí za provozních podmínek závodu PLNG 8 a tím se oproti běžnému závodu LNG získávají další ekonomické výhody.

Opět podle obr. 1, LNG vyrobený v běžném závodě LNG 50 je skladován v jednom nebo více akumulačních zásobnících 51 poblíž exportního terminálu. Nyní podle

- 16 9 9

obr. 2 může být PLNG vyrobený v závodě PLNG 8 skladován v jednom nebo více akumulačních zásobnících 9 zhotovených z ultra vysoce pevné nízkolegované oceli podle tohoto vynálezu poblíž exportního terminálu. Podle jiného předmětu tohoto vynálezu může být PLNG vyrobený v závodě PLNG 8 převeden do jednoho nebo více přepravních akumulačních zásobníků 9 zhotovených z ultra vysoce pevné nízkolegované oceli podle tohoto vynálezu na přepravních nádobách PLNG, jak to bude dále popsáno.

PLNG závod podle tohoto vynálezu lze používat jako vyrovnávací centrum pro skladování zemního plynu ve formě PLNG. Běžný importní terminál LNG dostává LNG z lodí, LNG skladuje a pro dodávání do rozvodné sítě zplynuje. Skladovaný LNG produkuje ohříváním páry („odparky“). Tento vypařený podíl - odparek - se z akumulačního zásobníku LNG odtahuje a dodává do rozvodné sítě spolu s vypařeným LNG. Během slabého odběru může tento odparek přesáhnout objem požadavků sítě. V takovém případě se odparek většinou znovu zkapalňuje a skladuje jako LNG až do období opětné potřeby odběru. Podle předloženého vynálezu lze odparek znovu zkapalnit na PLNG a skladovat až do té doby, kdy nastane vysoká spotřeba. Jindy společnosti, které zajišťují pro odběratele plyn na domácí vytápění nebo vytápění pracovních prostor získávají například rezervní plyn pro tyto odběratele pro dobu špičkového provozu vypařováním LNG. Při využívání předloženého vynálezu mohou společnosti získávat pro odběratele rezervní plyn pro dobu špičkového provozu vypařováním PLNG. Využívání PLNG ve vyrovnávacích centrech může být ekonomičtější než v závodech LNG.

•· · · ·· ···· ·· ·· • · · ·· · · · · · • · · · · · ···· • · · · · · ··· · · ·

- 17 • ·· · ·· ·· ·· ··

Přepravní nádoby/lodě PLNG

Přepravními nádobami PLNG podle tohoto vynálezu jsou akumulační zásobníky zhotovované z ultra vysoce pevných nízkolegovaných ocelí podle popisu uvedeného výše. Přepravními nádobami PLNG jsou přednostně nádoby/lodě pro přepravu na moři, např. loď, plující z exportního terminálu PLNG do importního terminálu PLNG. PLNG má hustotu o něco nižší než běžný LNG. PLNG má většinou 75 % hustotu (nebo nižší) hustoty běžného LNG. Podle předloženého vynálezu umožňuje lodní flotila s celkovou objemovou kapacitou 125 % nebo vyšší než běžná flotila pro přepravu LNG vozit zvýšené množství z účinnějších závodů, rovněž tak jako zvýšený objem pro nižší hustotu. Obr. 3A, 3B a 3C znázorňují na příkladech vysokokapacitní loď konstruovanou pro přepravu PLNG. Tato vzorová loď 30 má čtyřicet osm akumulačních zásobníků 32 tvaru válce s polokulovými nebo elipsoidními čely. Zásobníky mohou být také kulové. Počet a rozměry zásobníků závisejí na aktuální pevnosti v tahu ultra vysoce pevné nízkolegované oceli, tloušťce stěny zásobníků a konstrukčním tlaku, což je zkušeným odborníkům známo.

Lodě PLNG jsou lacinější než lodě LNG a mají značně vyšší přepravní kapacitu než největší lodě vozící běžný LNG.

Podle předmětu tohoto vynálezu, kterému se dává přednost, je v zásobnících PLNG o teplotě od přibližně -101 °C (-150 °F) do teploty přibližně -79 °C (-110 °F), a to vyžaduje určitou izolaci. Lze používat běžné komerčně dostupné izolační materiály s dobrou izolační schopností při nízkých teplotách.

Konstrukce lodí pro PLNG nabízí flexibilitu pro různé alternativy tak, aby byly plněny požadavky zákazníků a minimalizovány náklady podle dalšího podrobnějšího popisu v diskusi o importních terminálech. Loď může být navržena pro určitou kapacitu buď přidáním nebo odebráním zásobníků PLNG. Může být konstruována pro rychlou nakládku a vykládku PLNG (obvykle 12 hodin) nebo pro pomalejší nakládku a vykládku a to až do rychlosti, kterou poskytuje výrobní závod. Pokud zákazník

- 18 ·· · · požaduje snížit dovozní náklady na minimum, může být PLNG loď zkonstruována tak, aby měla na palubě výparník k dodávce plynu přímo k zákazníkovi, jak to je znázorněno na obr. 4A, 4B a 4C. Příklad lodě na PLNG 40 má čtyřicet čtyři akumulačních zásobníků 42 a výparník instalovaný na lodi 44.

Lodě na PLNG nabízejí oproti běžným lodím na LNG výhody. Takovými výhodami jsou například vyšší přepravní kapacita, nižší náklady, možnost snadněji přizpůsobit přepravní kapacitu požadavkům zákazníka, možnost dopravovat PLNG v kapalné formě nebo plyn z paluby lodě přímo pro dodávku vypařovat, nižší náklady na čerpání, protože PLNG má vyšší tlak (přibližně od 2415 kPa (350 psia) do přibližně 4830 kPa (700 psia) za podmínek, kterým se dává přednost) v porovnání s atmosférickým tlakem (přibližně 100 kPa (14,7 psia)) u běžného LNG a kratší doba pro výrobu akumulačních zásobníků a s tím spojeného potrubí, které může být předem připraveno a dopraveno na místo a tím minimalizovat práci na lodi.

Exportní a importní terminály PLNG

Exportní terminál PLNG může mít dok, skladovací nádrže a dopravní čerpadla. Importní terminál PLNG může zahrnovat dok, skladovací nádrže a dopravní čerpadla a výparník. Akumulační zásobníky v exportním terminálu a importním terminálu jsou přednostně zhotovovány z ultra vysoce pevných nízkolegovaných ocelí majících odpovídající pevnost a lomovou houževnatost za provozních podmínek systému PLNG podle tohoto vynálezu včetně tlaků a teplot.

Akumulační nádrže v exportním terminálu PLNG a/nebo importním terminálu PLNG mohou být alternativně vynechány. V systémech PLNG nemajících akumulační nádrže v exportním terminálu je vyrobený PLNG převáděn přímo ze závodu PLNG do přepravních akumulačních nádob na palubě přepravních lodí PLNG. V systémech PLNG nemajících akumulační nádrže v importním terminálu má tento importní terminál nezbytný výparník, nebo má každá přepravní loď flotily PLNG na palubě • 9

- 19 9999 99 99 • · 9 9 9 9 • · 9 9 9 9

9 9 9 9 9 9 alternativně standardní výparník pro přímý převod PLNG do plynového potrubí ve formě plynu. V těch případech, kdy ani exportní terminál PLNG ani importní terminál PLNG nemá akumulační zásobníky, například pokud jsou do flotily přidány další dvě přepravní lodě nad běžný počet běžně používaný pro přepravu a dodávku PLNG na trh využívají exportního a importního terminálu. Zatímco další přepravní lodě PLNG jsou na cestě, jedna další přepravní loď PLNG navíc kotví v exportním terminálu a je buď plněna nebo skladuje PLNG a další přepravní loď navíc kotví v importním terminálu a dodává PLNG přímo na trh. Co se týká výparníků na přepravních lodích, mohou kotvit na moři například u jednotlivých přístavních kotevních pilotů (SALM). Tyto alternativy jsou oproti běžným LNG systémům ekonomicky výhodné a mohou podstatně snížit náklady na vývozní a dovozní střediska.

Příklady provedení

Příklad akumulačních zásobníků PLNG

Jak bylo výše uvedeno, zásobníky pro skladování a přepravu PLNG podle předloženého vynálezu jsou zhotovovány přednostně z plechů z ultra vysoce pevné nízkolegované oceli obsahující méně než 9 % hmot. niklu a mající pevnost v tahu vyšší než 830 MPa (120 ksi). Ke zhotovování zásobníků pro skladování a přepravu PLNG podle tohoto vynálezu podle principů lomové mechaniky, jak to je výše vysvětleno, lze používat takovou ultra vysoce pevnou nízkolegovanou ocel mající takovou odpovídající pevnost, aby v nich mohl za provozních podmínek být PLNG. Taková ocel má přednostně DBTT nižší než přibližně -73 °C (-100 °F).

Pokrok v technologii ocelí v poslední době umožnil výrobu nových ultra vysoce pevných nízkolegovaných ocelí s vynikající houževnatostí při kryogenních teplotách. Například tři US patenty přiznané Koo, et al., 5,531,842; 5,545,269; a 5,545,270 popisují nové oceli a způsoby zpracování těchto ocelí na ocelové plechy s pevností v ·· ·· • · • ·* ·· • ♦ · · · * · · · • · · · · · • · · · · • · ·«

- 20 tahu okolo 830 MPa (120 ksi), 965 MPa (140 ksi) a vyšší. Zde popsané oceli a způsoby jejich zpracování byly zdokonaleny a modifikovány, aby bylo umožněno zkombinování vhodného složení a způsobu zpracování k výrobě ultra vysoce pevných nízkolegovaných ocelí s vynikající odolností za kryogenních teplot jak v základní oceli, tak v tepelně namáhané zóně (HAZ) při svařování. Tyto ultra vysoce pevné nízkolegované oceli zvýšily hodnotu houževnatosti nad normu komerčně používaných dostupných ultra vysoce pevných nízkolegovaných ocelí. Zdokonalené oceli jsou popsány v dosud projednávané prozatímní patentové US přihlášce nazvané „Ultra vysoce pevné oceli s vynikající houževnatostí za kryogenní teploty“, s datem priority 19. prosince 1997 a US patentovým úřadem („USPTO“) registrovanou pod prozatímním číslem přihlášky 60/068194; v dosud projednávané prozatímní patentové US přihlášce nazvané „Ultra vysoce pevné vyzrálé [ausaged] oceli s vynikající houževnatostí za kryogenní teploty“, s datem priority 19. prosince 1997 a US patentovým úřadem („USPTO“) registrovanou pod prozatímním číslem přihlášky 60/068252; v dosud projednávané prozatímní patentové US přihlášce nazvané „Ultra vysoce pevné dvoufázové oceli s vynikající houževnatostí za kryogenní teploty“, s datem priority 19. prosince 1997 a US patentovým úřadem („USPTO“) registrovanou pod prozatímním číslem přihlášky 60/068816 (společně označené „Patentové přihlášky ocelí“).

Nové oceli popsané v patentových přihláškách ocelí a dále popsané na příkladech jsou zvláště vhodné pro zhotovování zásobníků pro skladování a přepravu PLNG podle tohoto vynálezu, s tím, že oceli mají následující charakteristiky a to přednostně pro ocelové desky o tloušťce 2,5 cm (1 palec) a tlustší: (i) DBTT nižší než -73 °C (-100 °F) lépe nižší než přibližně -107 C (-160 °F) pro základní ocel a zónu ovlivněnou svarem (HAZ); (ii) pevnost v tahu větší než 830 MPa (120 ksi), lépe větší než 860 MPa (125 ksi) a nejlépe větší než 900 MPa (130 ksi); (iii) vynikající svařitelnost; (iv) dostatečně homogenní mikrostrukturu a vlastnosti v průřezu celé tloušťky; a (v) zlepšenou houževnatost nad komerčně dostupnou normalizovanou hodnotu u ultra vysoce pevných nízkolegovaných ocelí. Ještě lepší je, pokud tyto oceli mají pevnost v tahu větší než přibližně 930 MPa (135 ksi) nebo větší než 965 MPa (140 ksi) nebo větší než 1000 MPa (145 ksi).

···· • ·

První příklad oceli

Jak je uvedeno výše, dosud společně projednávaná předběžná patentová přihláška US s datem priority 19. prosinec 1997 nazvaná „Ultra vysoce pevné oceli s vynikající houževnatostí za kryogenní teploty“, a US patentovým úřadem („USPTO“) registrovanou pod prozatímním číslem přihlášky 60/068194 předkládá popis ocelí vhodných pro využití podle předloženého vynálezu. Tento způsob je určen pro přípravu ultra vysoce pevných ocelových plechů s mikrostrukturou obsahující převážně popouštěný jemnozrnný jehlicový martenzit, popouštěný jemnozrnný dolní bainit nebo jejich směs vyznačující se tím, že sestává z těchto kroků: (a) ohřívání ocelové tabule na dostatečně vysokou teplotu k (i) podstatné homogenizaci ocelové tabule, (ii) k podstatnému rozpuštění všech karbidů a karbonitridů niobu a vanadu v ocelové tabuli a (iii) k vytvoření jemných austenitických zrn v ocelové tabuli; (b) vyválcování ocelové tabule za tepla na ocelový plech jedním nebo více průchody válcovací stolicí v první teplotní oblasti, ve které austenit rekrystalizuje; (c) dalšího válcování ocelového plechu za tepla jedním nebo více průchody válcovací stolicí ve druhé teplotní oblasti pod teplotou T_nr a nad transformační teplotou A_r3; (d) kalení ocelového plechu při rychlosti ochlazování od 10 °C za sekundu do 40 °C za sekundu (18 °F.s'¹ až 72 °F.s'¹) až do teploty při zastavení kalení pod transformační teplotou M_s plus 200 °C (360 °F); (e) zastavení kalení; a (f) popouštění ocelového plechu při popouštěcí teplotě od přibližně 400 °C (752 °F) až do transformační teploty Ací, lépe až do této teploty, avšak nezahrnující tuto transformační teplotu Acu po dostatečně dlouhou dobu tak, aby nastala precipitace vytvrzujících částic, tj. jedné nebo více modifikací mědi ε, Mo₂C nebo karbidů a karbonitridů niobu a vanadu. Doba potřebná k tomu, aby nastala precipitace vytvrzujících částic závisí předně na tloušťce ocelového plechu, složení ocelového plechu a popouštěcí teplotě a stanovit ji může pracovník zkušený oboru. (Viz slovníček definic, týkající se převážně termínů vytvrzující částice, teplota T_nr, transformační teplota Ar₃, M_s a Ací a M02C.) ·· • · • · ·· ····

- 22 K zajištění houževnatosti při okolní a kryogenní teplotě, musí mít ocel podle tohoto prvního příkladu přednostně mikrostrukturu sestávající převážně z popouštěného jemně zrnitého dolního bainitu, jemně zrnitého jehlicového martenzitu nebo jejich směsi. Nejlépe je, když se minimalizuje tvorba křehkých složek jako je horní bainit, dvojčatový martenzit a MA. Tak, jak se v tomto prvním příkladu a v patentových nárocích používá termínu „převážně“, míní se tím alespoň 50 % obj. Lepší je, pokud struktura obsahuje nejméně od 60 % do 80 % obj. popouštěného jemně zrnitého dolního bainitu, jemně zrnitého jehlicového martenzitu nebo jejich směsi. Vůbec nejlepší je, pokud mikrostruktura obsahuje nejméně 90 % obj. popouštěného jemně zrnitého dolního bainitu, jemně zrnitého jehlicového martenzitu nebo jejich směsi. Vůbec nejlepší je, pokud mikrostruktura obsahuje 100 % obj. popouštěného jemně zrnitého jehlicového martenzitu.

Ocelové tabule zpracovávané podle tohoto prvního příkladu se vyrábějí na zakázku a sestávají například ze železa a dalších legujících prvků o složení uvedeném v následující tabulce I:

• · ··· · • ·

- 23 ·· ·· • ♦ · · • · · · • · · · • · · · ·· ··

Tabulka I
Legující prvek	Rozsah (% hmot.)
uhlík (C)	0,04 až 0,12, lépe 0,04 až 0,07
mangan (Mn)	0,5 až 2,5, lépe 1,0 až 1,8
nikl (Ni)	1,0 až 3,0, lépe 1,5 až 2,5
měď (Cu)	0,1 až 1,5, lépe 0,5 až 1,0
molybden (Mo)	0,1 až 0,8, lépe 0,2 až 0,5
niob (Nb)	0,02 až 0,1, lépe 0,03 až 0,05
titan (Ti)	0,008 až 0,03, lépe 0,01 až 0,02
hliník (Al)	0,001 až 0,05, lépe 0,005 až 0,03
dusík (N)	0,002 až 0,005, lépe 0,002 až 0,003

Vanad (V) se někdy přidává do oceli přednostně až do koncentrace okolo 0,10 % hmot. a lépe od přibližně 0,02 % h. do přibližně 0,05 % hmot.

Chrom (Cr) se někdy přidává do oceli přednostně až do koncentrace okolo 1,0 % hmot. a lépe od přibližně 0,2 % h. do přibližně 0,6 % hmot.

Křemík (Si) se někdy přidává do oceli přednostně až do koncentrace okolo 0,5 % hmot. a lépe od přibližně 0,01 % h. do přibližně 0,05 % hmot., avšak nejlépe od přibližně 0,05 % hmot do 0,1 % hmot.

Bor (B) se někdy přidává do oceli přednostně až do koncentrace okolo 0,0020 % hmot a lépe od přibližně 0,0006 % h. do přibližně 0,0010% hmot.

Ocel přednostně obsahuje nejméně 1 % hmot. niklu. Obsah niklu v oceli může být zvýšen nad 3 % hmot., pokud to zlepší parametry po svařování. Očekává se, že přídavek každého 1 % hmot niklu sníží DBTT oceli o 10 °C (18 °F). Dává se přednost tomu, aby obsah niklu byl nižší než 9 % hmot., lépe méně než 6 % hmot. Obsah niklu se minimalizuje hlavně proto, aby se snížila cena oceli. Pokud se obsah

9999

9

- 24 99 99 • · · · · · · · • · · · ·»·· • · · * · 9 · ·· · • · · 9 9 9 9 9 9 9 9

9999 99 ·· ·· ·« »· niklu zvýší nad přibližně 3 % hmot., lze snížit obsah manganu pod přibližně 0,5 % hmot. až k 0,0 % hmot. Pojato šířeji, dává se proto přednost tomu, aby obsah manganu byl přibližně do 2,5 % hmot.

Ostatní zbylé prvky se pokud možno v oceli minimalizují. Obsah fosforu (P) je přednostně nižší než 0,01 % hmot. Obsah síry (S) je přednostně nižší než 0,004 % hmot. Obsah kyslíku (O) je přednostně nižší než 0,002 % hmot.

Poněkud podrobněji bude popsán postup úpravy oceli podle tohoto prvního příkladu tvářením ocelových tabulí o složení zde popsaném: tabule se ohřívají na teplotu od přibližně 955 °C až přibližně do 1065°C (1750 °F až 1950 °F); tabule se válcují za tepla na plech jedním nebo více průchody tak, aby se v první teplotní oblasti, kdy rekrystalizuje austenit dosáhlo 30 až 70 procentního zmenšení tloušťky, tj. přibližně nad teplotou T_nr a dále se plechy v jednom nebo více průchodech válcují za tepla na přibližně 40 až 80 % při teplotě druhé oblasti přibližně pod teplotu T_nr a přibližně nad transformační teplotu Ar3. Horké vyválcované plechy se potom zakalí rychlostí okolo 10 °C za sekundu až 40 °C za sekundu (18 °F.s'¹ až 72 °F.s'¹) na vhodnou QST (jak je definována ve slovníčku) přibližně pod transformační teplotu M_s plus 200 °C (360 °F) kdy kalení skončí. V jednom z případů tohoto prvního příkladu se potom ocelový plech nechá ochladit na okolní teplotu. Tento postup se používá k vytvoření mikrostruktury sestávající převážně z jemně zrnitého jehlicového martenzitu, jemně zrnitého dolního bainitu nebo jejich směsi, avšak je lepší, pokud obsahuje 100% jemně zrnitého jehlicového martenzitu.

Takto přímo kalený martenzit v ocelích podle prvního příkladu má vysokou pevnost, avšak jeho houževnatost lze zlepšit popouštěním při vhodné teplotě přibližně od 400 °C (752 °F) výše až k transformační teplotě Ac^ Popouštění oceli v tomto rozsahu teplot vede také ke zmenšení pnutí vzniklého kalením, což naopak vede ke zlepšení houževnatosti. Zatímco popouštění může zlepšit houževnatost oceli, vede

- 25 999 9 99

9999

9 9

9 9 · • · · ·

9 9 9 9

9 9 9 běžně ke značné ztrátě pevnosti. V tomto vynálezu se obvyklá ztráta pevnosti vzniklá popouštěním kompenzuje ovlivněním disperzním precipitačním kalením. Disperzního kalení způsobeného jemným měděným precipitátem a směsnými karbidy a/nebo karbonitridy se využívá k optimalizaci pevnosti a houževnatosti během popouštění martenzitické struktury. Jedinečné složení ocelí podle tohoto prvního příkladu umožňuje popouštění v širokém rozmezí od přibližně 400 °C do přibližně 650 °C (750 °F až 1200 °F) bez jakékoliv význačné ztráty pevnosti z kalení. Ocelové plechy se přednostně popouštějí při popouštěcí teplotě od teplot nad přibližně 400 °C (752 °F) až pod transformační teplotu Aci po dostatečně dlouhou dobu k tomu, aby nastala precipitace vytvrzujících částic (jak jsou zde definovány). Tento postup usnadňuje transformaci mikrostruktury ocelových plechů na převážně popouštěný jemnozrnný jehlicový martenzit, popouštěný jemnozrnný dolní bainit, nebo jejich směs. Doba dostatečná na to, aby způsobila precipitaci vytvrzujících částic opět závisí hlavně na tloušťce ocelového plechu, složení oceli a na popouštěcí teplotě, kterou zkušený odborník může stanovit.

Druhý příklad oceli

Jak je uvedeno výše, dosud projednávaná předběžná patentová přihláška US s datem priority 19. prosinec 1997 nazvaná „Ultra vysoce pevné vyzrálé [ausaged] oceli s vynikající houževnatostí za kryogenní teploty“, a USPTO registrovaná pod prozatímním číslem přihlášky 60/068252 předkládá popis dalších ocelí vhodných pro využití podle předloženého vynálezu. Tento způsob zajišťuje přípravu ultra vysoce pevných ocelových plechů s mikrolaminární mikrostrukturou obsahující od přibližně 2 % obj. do přibližně 10 % obj. vrstevnatého filmového austenitu a přibližně od 90 % do přibližně 98 % obj. převážně jemnozrnného jehlicového martenzitu a jemnozrnného dolního bainitu, a sestává z těchto kroků: (a) zahřívání ocelové tabule na dostatečně vysokou teplotu k (i) podstatné homogenizaci ocelové tabule, (ii) rozpuštění v podstatě všech karbidů a karbonitridů niobu a vanadu obsažených v

- 26 • 4 44

4944 • 4 4

4 4

4 4

4944 44 • * 4 • 4 4 4 • I 44 • 4 94 • 4 4 9 • 4 4 4 * 4 4 4 9 • 4 4 9 • 4 44 ocelové tabuli a (iii) vytvoření zárodečných jemných austenitických zrn v ocelové tabuli; (b) válcování ocelové tabule za tepla na ocelový plech jedním nebo více průchody válcovací stolicí v první teplotní oblasti, ve které austenit rekrystalizuje; (c) dalšího válcování ocelového plechu za tepla jedním nebo více průchody válcovací stolicí ve druhé teplotní oblasti pod teplotou T_nr a nad transformační teplotou Α_Γ3; (d) kalení ocelového plechu rychlostí přibližně od 10 °C za sekundu do přibližně 40 °C za sekundu (18 °F až 72 °F) až do teploty pro zastavení kalení (QST), která je pod transformační teplotou M_s plus 100 °C (180 °F) a přibližně nad transformační teplotu M_s; a (e) zastavení kalení. V jednom z případů způsob tohoto druhého příkladu oceli obsahuje dále krok ponechávající ocelový plech chladnout na vzduchu z teploty QST na okolní teplotu. V jiném případě obsahuje dále způsob tohoto druhého příkladu oceli krok v ponechání ocelového plechu na izotermické teplotě QST po dobu 5 minut před tím, než se začne ochlazovat vzduchem na okolní teplotu. Ještě v dalším případě obsahuje dále způsob tohoto druhého příkladu oceli krok pomalého ochlazování ocelového plechu s teploty QST rychlostí menší než 1,0 °C za sekundu (1,8 °F.s'¹) po dobu až 5 minut před tím, než se ponechá ochlazovat na vzduchu na okolní teplotu. Ještě v dalším případě způsob podle tohoto vynálezu dále obsahuje krok pomalého ochlazování ocelového plechu s teploty QST rychlostí menší než 1,0 °C za sekundu (1,8 °F.s¹) po dobu až 5 minut před tím, než se ponechá ochlazovat na vzduchu na okolní teplotu. Tento způsob úpravy usnadní transformaci mikrostruktury ocelového plechu na přibližně 2 % obj. až 10 % obj. vrstevnatého filmového austenitu a přibližně 90 % obj. až 98 % obj. převážně jemnozrnného jehlicového martenzitu a jemnozrnného dolního bainitu. (Viz slovníček definic, týkající se převážně termínů teplota Τ_ηΓι a transformační teplota Ar₃a M_s).

K zajištění houževnatosti při okolní a kryogenní teplotě, musí jehlice v mikrolaminární mikrostruktuře přednostně sestávat z dolního bainitu nebo martenzitu. Nejlepší je, když se minimalizuje tvorba složek působících křehkost jako je horní bainit, dvojčatový martenzit a MA. Tak, jak se v tomto druhém příkladu a v patentových nárocích používá termínu „převážně“, míní se tím alespoň 50 % obj.

♦ · ··«· ·· ·· • * w · • © · « · · · • · · ·©·· ·· • · · » · © • · · • · · · ·· ·· © · © © • © © © • · © · · • · · © ©· ··

- 27 Zbývající mikrostruktura může obsahovat další jemnozmný dolní bainit, další jemnozrnný jehlicový martenzit nebo ferrit. Lepší je, pokud struktura obsahuje přibližně nejméně od 60 % obj. do přibližně 80 % obj. dolního bainitu nebo jehlicového martenzitu. Ještě lepší je, pokud mikrostruktura obsahuje nejméně přibližně 90 % obj. dolního bainitu nebo jehlicového martenzitu.

Ocelové tabule zpracovávané podle tohoto druhého příkladu se vyrábějí na zakázku a vyznačují se tím, že v jednom z příkladů obsahují železo a další legující prvky nejlépe o složení uváděném v následující tabulce II:

Tabulka II

Legující prvky uhlík (C) mangan (Mn) nikl (Ni) měď (Cu) molybden (Mo) niob (Nb) titan (Ti) hliník (Al) dusík (N)

Rozsah (% hmot.)

0,04 až 0,12, lépe 0,04 až 0,07 0,5 až 2,5, lépe 1,0 až 1,8 1,0 až 3,0, lépe 1,5 až 2,5 0,1 až 1,0, lépe 0,2 až 0,5 0,1 až 0,8, lépe 0,2 až 0,4 0,02 až 0,1, lépe 0,02 až 0,05 0,008 až 0,03, lépe 0,01 až 0,02 0,001 až 0,05, lépe 0,005 až 0,03 0,002 až 0,005, lépe 0,002 až 0,003

Chrom (Cr) se někdy přidává do oceli přednostně až do koncentrace okolo 1,0 % hmot. a lépe od přibližně 0,2 % h. do přibližně 0,6 % hmot.

Křemík (Si) se někdy přidává do oceli přednostně až do koncentrace okolo 0,5 % hmot. a lépe od přibližně 0,01 % hmot. do přibližně 0,5 % hmot., avšak nejlépe od přibližně 0,05 % hmot. do 0,1 % hmot.

• · • ·

- 28 • · · • · · · <

• · · · · I ···· ·· e> · ·· ·· • · · · « • · · · 4 • · · · · I

Bor (B) se někdy přidává do oceli přednostně až do koncentrace okolo 0,0020 % hmot a lépe od přibližně 0,0006 % h. do přibližně p,0010% hmot.

Ocel přednostně obsahuje nejméně 1 % hmot, niklu. Obsah niklu v oceli může být zvýšen nad 3 % hm, pokud to zlepší parametry po svařování. Předpokládá se, že přídavek každého 1 % hmot. niklu sníží DBTT ocelí o 10 °C (18 °F). Dává se přednost tomu, aby obsah niklu byl nižší než 9 % hmot., lépe méně než 6 % hmot. Obsah niklu se minimalizuje ponejvíce proto, aby se snížila cena oceli. Pokud se obsah niklu zvýší nad přibližně 3 % hmot., lze snížit obsah manganu pod přibližně 0,5 % hmot. až k 0,0 % hmot. Pojato šířeji, dává se proto přednost tomu, aby obsah manganu byl přibližně do 2,5 % hmot

Ostatní zbylé prvky se pokud možno v oceli minimalizují. Obsah fosforu (P) je přednostně nižší než 0,01 % hmot. Obsah síry (S) je přednostně nižší než 0,004 % hmot. Obsah kyslíku (O) je přednostně nižší než 0,002 % hmot.

Poněkud podrobněji bude popsán postup zpracování oceli podle tohoto druhého příkladu tvářením ocelových tabulí o složení zde popsaném: tabule se ohřívají na teplotu přibližně od 955 °C až přibližně do 1065 °C (1750 °F - 1950 °F); tabule se válcují za tepla na plech jedním nebo více průchody tak, aby se v první teplotní oblasti, kdy rekrystalizuje austenit, dosáhlo 30 až 70 procentního snížení tloušťky, tj. přibližně nad teplotu T_nr a dále se plechy v jednom nebo více průchodech válcují za tepla na přibližně 40 až 80 % při teplotě druhé oblasti přibližně pod teplotu T_nr a nad transformační teplotu Ar3. Horké vyválcované plechy se potom zakalí rychlostí okolo 10 °C za sekundu až 40 °C za sekundu (18 °F.s'¹ až 72 °F.s'¹) na vhodnou teplotu QST přibližně pod transformační teplotu M_s plus 100°C (180°F), a nad transformační teplotu M_s, kdy kalení skončí. V jednom z případů tohoto druhého příkladu se ocelový plech po zakalení nechá ochladit z teploty QST na okolní teplotu. V jiném případě tohoto druhého příkladu oceli se ocelový plech po ukončeném kalení nechá • · • ·

- 29 ···· · · ·· · · · · ·· po nějakou dobu na izotermické teplotě při QST, nejlépe do přibližně 5 minut a potom se nechá ochlazovat na vzduchu na okolní teplotu. V ještě jiném případě se ocelový plech po ukončeném kalení nechá ochlazovat pomaleji než probíhá normální ochlazování vzduchem, tj. rychlostí 1 °C za sekundu (1,8 °F.s'¹), nejlépe po dobu do přibližně 5 minut. V ještě jiném případě se ocelový plech nechá ochlazovat z teploty QST pomaleji než probíhá normální ochlazování vzduchem, tj. teplotním spádem 1 °C za sekundu (1,8 °F.s¹), nejlépe po dobu do přibližně 5 minut. V neposledním případě tohoto druhého příkladu oceli je transformační teplota M_s okolo 350 °C (662 °F) a tudíž transformační teplota M_s plus 100 °C (180 °F) je okolo 450 °C (842 °F).

Ocelový plech může být udržován v podstatě izotermálně na QST jakýmkoliv vhodným způsobem zkušeným odborníkům známým, jako je umístění tepelné rohože přes ocelový plech. Ocelový plech se může pomalu ochlazovat po ukončení kalení jakýmkoliv vhodným způsobem zkušeným odborníkům známým, jako je umístění izolační rohože přes ocelový plech.

Třetí příklad oceli

Jak je uvedeno výše, dosud projednávaná předběžná patentová přihláška US s datem priority 19. prosinec 1997 nazvaná „Ultra vysoce pevné dvoufázové oceli s vynikající houževnatostí za kryogenní teploty“, a registrovanou USPTO pod číslem přihlášky 60/068816 předkládá popis ocelí vhodných pro využití podle předloženého vynálezu. Tento způsob zajišťuje přípravu ultra vysoce pevných plechů z dvoufázové oceli s mikrostrukturou obsahující přibližně od 10 % obj. do 40 % obj. první fáze, která je v podstatě 100 % obj. ferritem (tj. v podstatě čistá nebo „základní“) a přibližně od 60 % obj. do 90 % obj. druhé fáze převážně jemnozrnného jehlicového martenzitu, jemnozrnného dolního bainitu nebo jejich směs, a že tento způsob sestává z těchto kroků: (a) zahřívání ocelové tabule na dostatečně vysokou teplotu k (i) podstatné homogenizaci ocelové tabule, (ii) podstatného rozpuštění karbidů a karbonitridů niobu a vanadu v ocelové tabuli a (iii) vytvoření jemných zárodečných austenitických zrn v ocelové tabuli; (b) válcování ocelové tabule za tepla na ocelový

- 30 ·· ·· ·· ·· plech jedním nebo více průchody válcovací stolicí v první teplotní oblasti, ve které austenit zrekrystalizuje; (c) dalšího válcování ocelového plechu za tepla jedním nebo více průchody válcovací stolicí ve druhé teplotní oblasti pod teplotou T_nr a nad transformační teplotou Α_Γ3ί (d) dalšího válcování ocelového plechu za tepla jedním nebo více průchody válcovací stolicí v třetí teplotní oblasti pod transformační teplotou Ar₃ a nad transformační teplotou Αη (tj. oblast Interkritické teploty); (e) kalení jmenovaného ocelového plechu rychlostí přibližně od 10°C za sekundu do přibližně 40 °C za sekundu (18 °F.sec'¹ až 72 °F.sec'¹) až do teploty pro zastavení kalení (QST), která je nejlépe pod transformační teplotou M_s plus 200 °C (360 °F); a (e) zastavení jmenovaného kalení. V jiném případě tohoto třetího příkladu oceli bude QST nejlépe přibližně pod transformační teplotou M_s plus 100° C (180 °F) a lépe přibližně pod 350 °C (662 °F). V jednom z případů tohoto třetího příkladu oceli je možno ocelový plech ponechat ochlazovat na okolní teplotu po kroku (f). Toto zpracování usnadní transformaci mikrostruktury ocelového plechu na přibližně od 10 % obj. do 40 % obj. první ferritické fáze a od přibližně 60 % obj. do 90 % obj. druhé fáze s převažujícím jemnozrnným jehlicovým martenzitem, jemnozrnným dolním bainitem nebo jejich směsí. (Viz slovníček definic pro termíny teplota T_nr, a transformační teplota Ar₃ a Αη.)

Pro zajištění houževnatosti při okolní a kryogenní teplotě, sestává mikrostruktura druhé fáze oceli tohoto třetího příkladu převážně z jemně zrnitého dolního bainitu, jemně zrnitého jehlicového martenzitu nebo jejich směsi. Nejlépe je, když se podstatně zminimalizuje tvorba křehkých složek jako je horní bainit, dvojčatový martenzit a MA v druhé fázi. Tak, jak se v tomto třetím příkladu a v patentových nárocích používá termínu „převážně“, míní se tím alespoň 50 % obj. Zbývající mikrostruktura druhé fáze může obsahovat další jemnozrnný dolní bainit, další jemnozrnný jehlicový martenzit nebo ferrit. Lepší je, pokud mikrostruktura druhé fáze obsahuje přibližně nejméně od 60 % obj. do přibližně 80 % obj. dolního bainitu,

jehlicového martenzitu nebo jejich směsi. Ještě lepší je, pokud mikrostruktura druhé fáze obsahuje nejméně přibližně 90 % obj. dolního bainitu, jehlicového martenzitu nebo jejich směsi.

Ocelové tabule zpracovávané podle tohoto třetího příkladu se vyrábějí na zakázku a vyznačují se tím, že v jednom z možných případů obsahují železo a další legující prvky nejlépe o složení uváděném v následující tabulce III:

Tabulka III

Legující prvek uhlík (C) mangan (Mn) nikl (Ni) niob (Nb) titan (Ti) hliník (Al) dusík (N)

Rozsah (% hmot.)

0,04 až 0,12, lépe 0,04 až 0,07 0,5 až 2,5, lépe 1,0 až 1,8 1,0 až 3,0, lépe 1,5 až 2,5 0,02 až 0,1, lépe 0,02 až 0,05 0,008 až 0,03, lépe 0,01 až 0,02 0,001 až 0,05, lépe 0,005 až 0,03 0,002 až 0,005, lépe 0,002 až 0,003

Chrom (Cr) se někdy přidává do oceli přednostně až do koncentrace okolo 1,0 % hmot. a lépe od přibližně 0,2 % hmot. do přibližně 0,6 % hmot.

Molybden (Mo) se někdy přidává do oceli přednostně až do koncentrace okolo 0,8 % hmot. a lépe od přibližně 0,1 % hmot. do přibližně 0,3 % hmot.

Křemík (Si) se někdy přidává do ocel přednostně až do koncentrace okolo 0,5 % hmot. a lépe od přibližně 0,01 % hmot. do přibližně 0,5 % hmot., avšak nejlépe od přibližně 0,05 % hmot. do 0,1 % hmot.

Měď (Cu) se někdy přidává do oceli přednostně v rozmezí koncentrací od přibližně 0,1 % hmot. přibližně do 1,0 % hmot., lépe od přibližně 0,2 % hmot. do přibližně 0,4 % hmot.

• · · · · · · • · · · · · ♦ • · ··· · · · • · · ♦ ·· ··

- 32 Bor (B) se někdy přidává do oceli přednostně až do koncentrace okolo 0,0020 % hmot. a lépe od přibližně 0,0006 % h. do přibližně 0,0010% hmot.

Ocel přednostně obsahuje nejméně 1 % hmot. niklu. Obsah niklu v oceli může být zvýšen nad 3 % hm, pokud to zlepší parametry po svařování. Očekává se, že přídavek každého 1 % hmot. niklu sníží DBTT oceli o 10 °C (18 °F). Dává se přednost tomu, aby obsah niklu byl nižší než 9 % hmot., lépe nižší než 6 % hmot. Obsah niklu se minimalizuje ponejvíce proto, aby se snížila cena oceli. Pokud se obsah niklu zvýší nad přibližně 3 % hmot., lze snížit obsah manganu pod přibližně 0,5 % hmot. až k 0,0 % hmot. Pojato šířeji, dává se proto přednost tomu, aby obsah manganu byl přibližně do 2,5 % hmot.

Ostatní zbylé prvky se v oceli pokud možno minimalizují. Obsah fosforu (P) je přednostně nižší než 0,01 % hmot. Obsah síry (S) je přednostně nižší než 0,004 % hmot. Obsah kyslíku (O) je přednostně nižší než 0,002 % hmot.

Poněkud podrobněji bude popsán postup zpracování oceli podle tohoto třetího příkladu tvářením ocelových tabulí o složení zde popsaném: tabule se ohřívají na teplotu přibližně 955 °C až přibližně 1065 °C (1750 °F až 1950 °F); tabule se válcují za tepla na plech jedním nebo více průchody tak, aby se v první teplotní oblasti, kdy rekrystalizuje austenit, dosáhlo 30 až 70 procentního snížení tloušťky, tj. přibližně nad teplotou T_nr a dále se horké plechy v jednom nebo více průchodech válcují na přibližně 40 až 80 % při teplotě druhé oblasti přibližně pod teplotou T_nr a nad transformační teplotou Ar₃ a válcování se zakončí jedním nebo dvěma průchody válcovací stolicí na přibližně 15 % až 50 % v oblasti interkritické teploty přibližně pod transformační teplotou Ar₃ a nad transformační teplotou Ar. Horké vyválcované plechy se potom zakalí rychlostí okolo 10 °C za sekundu až 40 °C za sekundu (18 °F.s'¹ až 72 °F.s'¹) na vhodnou teplotu QST nejlépe přibližně pod transformační teplotu M_s plus 200 °C (360 °F), ve které končí kalení. V jiném případě příkladu podle tohoto vynálezu je QST nejlépe přibližně pod transformační teplotou M_s plus 100 °C (180 °F) a lépe přibližně pod 350° C (662 °F). V jednom z případů tohoto ·· ·· · · · · · · 9 9 • 9 9 · · · ·· 9 ·

9 9 9 9 9 9 9 9 9

- 33 •999 99 třetího příkladu oceli se ocelový plech po ukončeném kalení ponechá ochladit na vzduchu na okolní teplotu.

Ve třech výše uvedených příkladech oceli se dává přednost tomu, aby byl obsah niklu nižší než přibližně 3,0 % hmot., lépe méně než přibližně 2,5 % hmot., ještě lépe méně než přibližně 2,0 % hmot., avšak nejlépe méně než přibližně 1,8 % hm proto, aby se minimalizovaly náklady na ocel, protože nikl je drahá legura.

Další vhodné oceli v souvislosti s předloženým vynálezem jsou popsány v jiných publikacích popisujících ultra vysoce pevné, nízkolegované oceli obsahující méně než přibližně 1 % niklu a mající pevnost v tahu větší než 830 MPa (120 ksi) a vynikající houževnatost za nízké teploty. Takové oceli jsou například popsány v přihlášce evropského patentu publikovaného 5. února 1997 s číslem mezinárodní přihlášky PCT/JP96/00157 a publikační číslo mezinárodního patentu WO 96/23909 (08.08.1996 Gazette 1996/36) (takové oceli mají přednostně obsah mědi od 0,1 % hmot. do 1,2 % hm) a v přihlášce US patentu, který je dosud v řízení s datem priority 28. červenec 1997 a nazvaný „Ultra vysoce pevné svařitelné oceli s vynikající houževnatostí při ultra nízkých teplotách“ označené USPTO číslem přihlášky 60/053915.

Pro všechny oceli, na které bylo výše odkazováno, tak, jak odborníci vědí, zde použitý termín „procento snížení tloušťky“ se rozumí procento ztenčení tloušťky ocelové tabule nebo plechu v porovnání se stavem před tímto ztenčováním, na které je odkazováno. Pouze pro vysvětlení, aniž by tím byl nějak vynález omezován, ocelová tabule o tloušťce přibližně 25,4 cm (10 palců) se může ztenčit o přibližně 50 % (50 procentní snížení) v první teplotní oblasti na tloušťku přibližně 12,7 cm (5 palců), potom ztenčit přibližně o 80 % (80 procentní snížení) v druhé teplotním oblasti na tloušťku přibližně 2,5 cm (1 palec). Opět pouze pro vysvětlení, aniž by tím byl nějak vynález omezován, ocelová tabule o tloušťce přibližně 25,4 cm (10 palců) se může ztenčit o přibližně 30 % (30 procentní snížení) v první teplotní oblasti na tloušťku přibližně 17,8 cm (7 palců), potom ztenčit přibližně o 80 % (80 procentní snížení) v druhé teplotní oblasti na tloušťku přibližně 3,6 cm (1,4 palce) a potom * · ··· · · · ·· • « · · · « · · « · · • · · · · · ···· * ♦ · · · · · · · ·· · • «· ···· ···· ···· ·· ·· ·· ·· ·»

- 34 ztenčit přibližně o 30 % (30 procentní snížení) ve třetí teplotní oblasti na tloušťku 2,5 cm (1 palec). Pokud je zde použito termínu „tabule“, míní se tím kus oceli mající jakékoliv rozměry.

Jak odborníci jistě rozumí, u kterékoliv oceli na niž bylo výše odkazováno, se ocelová tabule vyhřeje vhodnými prostředky za účelem zvýšení teploty v podstatné části celé tabule, lépe úplně celé tabule na požadovanou teplotu, např. umístěním tabule do pece po určitou dobu. Patřičná teplota zahřátí, jaká se má použít pro kteroukoliv z výše uvedených ocelí o patřičném složení, může být stanovena zkušeným odborníkem buď pokusně nebo výpočtem na vhodném modelu. Teplota pece a nutná ohřívací doba nutná ke zvýšení teploty podstatné části celé tabule, lépe celé tabule na požadovanou teplotu, může být navíc určena odborníkem podle údajů ze standardních oborových publikací.

Jak tomu odborníci jistě rozumí, teplota T_nr definující hranici mezi rekrystalizační oblastí a nerekrystalizační oblastí pro kteroukoliv z výše uvedených ocelí závisí na chemickém složení oceli a zvláště na teplotě opětného ohřátí před válcováním, obsahu uhlíku, obsahu niobu a míry ztenčení válcováním. Odborníci mohou stanovit tyto teploty pro každé složení oceli buď pokusně nebo výpočtem na modelu. Podobně transformační teploty Aci, Αη, Ar₃ a M_s na které je zde odkazováno mohou být odborníky stanoveny buď pokusně nebo výpočtem na modelu.

Jak tomu odborníci jistě rozumí, jsou teploty na něž se následně odkazuje při popisu postupu podle tohoto vynálezu, vyjma teploty opětného ohřevu na kterou se ohřeje celá tabule, teplotami měřenými na povrchu oceli. Povrchová teplota oceli se může například měřit optickým pyrometrem, nebo jiným vhodným zařízením pro měření povrchové teploty oceli. Rychlost ochlazování, na níž se zde odkazuje, se týká středu nebo místa nejblíže středu tloušťky plechu; teplota při zastavení kalení (QST)

- 35 • 99 9 • 9 99

9 9 ·

9 9 9

9999 ·· «· je nejvyšší nebo v podstatě nejvyšší dosažená teplota na povrchu plechu po ukončení kalení, protože dochází k převodu tepla ze středu tloušťky plechu. Během pokusného zjišťování tepla oceli o složení podle zde uvedených příkladů se termočlánek umístí například do středu nebo dostatečně do středu tloušťky ocelového plechu, aby se mohla změřit teplota ve středu a povrchová teplota se měří optickým pyrometrem. Zaznamená se korelace mezi teplotou ve středu a povrchovou teplotou, a ta se použije při následném zpracování materiálu o stejném složení nebo v podstatě stejném složení tak, že se teplota ve středu stanoví pomocí povrchové teploty. Požadovaná teplota a průtok kalicí kapaliny k provedení požadovaného zrychleného ochlazování může být odborníkem stanovena podle standardních referenčních oborových publikací.

Odborník má požadované znalosti a zkušenosti k využití zde uváděných informaci k tomu, aby vyrobil ultra vysoce pevné plechy nízkolegované oceli mající vhodnou pevnost v tahu a houževnatost pro použití při zhotovování zásobníků pro skladování a přepravu PLNG podle předloženého vynálezu. Existují i další vhodné oceli nebo budou později vyvinuty. Všechny takové oceli zapadají do rozsahu předloženého vynálezu.

Odborník má požadované znalosti a zkušenosti k využití zde uváděných informací k tomu, aby vyrobil ultra vysoce pevné plechy nízkolegované oceli mající upravenou tloušťku v porovnání s příklady tlouštěk zde uvedených tak, aby takto vyrobené ocelové plechy měly ještě vhodnou vysokou pevnost a vhodnou houževnatost při kryogenních teplotách pro použití v systémech podle předloženého vynálezu. Odborník může využívat informace zde uvedené k výrobě ocelových plechů o tloušťce 2,54 cm (1 palec) a o vhodné vysoké pevnosti a vhodné houževnatosti při kryogenních teplotách pro jejich využívání při zhotovování akumulačních zásobníků podle předloženého vynálezu. Existují i další vhodné oceli nebo budou později vyvinuty. Všechny takové oceli zapadají do rozsahu předloženého vynálezu.

• ·· · • · · ·♦ ·· • Λ 9 · · · · · 9 9 '9 9 9 9

- 36 Zásobníky zhotovené z kterékoliv vhodné vysoce pevné nízkolegované oceli zde popsané, rovněž tak jako z kterékoliv oceli popsané v příkladu se dimenzují podle potřeb projektu PLNG, ve kterém budou využívány. Ke stanovení rozhodných rozměrů, tlouštěk stěn zásobníků, atd., mohou odborníci využívat standardních technických zvyklostí a vhodných odkazů v oboru dostupných.

Pokud se ke zhotovení zásobníků podle tohoto vynálezu použijí dvoufázové oceli, zpracovávají se přednostně takovým způsobem, aby doba, po kterou se ponechávají za tímto účelem v oblasti interkritických teplot k vytvoření dvoufázové struktury uběhla před zrychleným ochlazováním nebo kalením. Postupu, kterému se dává přednost, je vytváření dvoufázové struktury během chlazení oceli mezi transformační teplotou Ar₃ a transformační teplotou Αη. Další předností ocelí používaných pro zhotovení zásobníků podle tohoto vynálezu je to, že mají pevnost v tahu větší než 830 MPa (120 ksi) a BDTT nižší než -73 ° (-100 °C) až po urychleném ochlazování nebo kalení, tj. bez jakéhokoliv dalšího zpracování vyžadujícího opětný ohřev oceli jako je například temperování. Je lépe, pokud pevnost v tahu hotových ocelí po kalení nebo ochlazení je vyšší než přibližně 860 MPa (125 ksi) a ještě lépe, pokud je vyšší než přibližně 900 MPa (130 psi). U některých aplikací se dává přednost ocelím majícím po dokončení kalení nebo ochlazení pevnost v tahu větší než přibližně 930 MPa (135 ksi) nebo vyšší než přibližně 965 MPa (140 ksi) nebo vyšší než přibližně 1000 MPa (145 ksi).

U zásobníků vyžadujících ohýbání ocele, např. do válcového tvaru, se ocel ohýbá přednostně na požadovaný tvar při teplotě okolí, aby se zamezilo nežádoucímu ovlivnění vynikající houževnatosti oceli při kryogenních teplotách. Pokud musí být ocel k dosažení požadovaného tvaru po ohýbání ohřívána, ohřívá se nejlépe na teplotu ne vyšší než přibližně 600 °C (1112 °F), aby se zachoval prospěšný vliv mikrostruktury oceli, jak to je popisováno výše.

• · • · • ·

- 37 Jak je odborníkům jistě známo, požadované proměnné kontejneru PLNG, např. rozměry, geometrie, tloušťka materiálu, atd., jsou závislé na provozních podmínkách, jako je vnitřní tlak, provozní teplota, atd. Pro většinu konstrukčních požadavků pro nízké teploty jsou velmi důležité hodnoty DBTT oceli a svarů. Pro konstrukce pro poněkud vyšší provozní teploty zůstává stále důležitou houževnatost, avšak požadavky na DBTT budou poněkud mírnější. Pokud se například provozní teplota zvyšuje, zvyšuje se i DBTT.

Pro zhotovování zásobníků podle předloženého vynálezu jsou zapotřebí vhodné způsoby spojování ocelových plechů. Zdá se, že vhodné jsou všechny způsoby spojování zajišťující odpovídající pevnost a houževnatost podle předloženého vynálezu. Pro zhotovování zásobníků podle předloženého vynálezu se dává přednost svařování, které zajistí odpovídající pevnost a lomovou houževnatost k tomu, aby v těchto zásobnících mohl být stlačený zkapalněný plyn. Takové svařovací způsoby předně vyžadují vhodný svarový drát, vhodný použitelný plyn, vhodný svařovací postup a vhodný způsob práce při svařování. Ke spojení ocelových plechů může být použito například jak obloukové svařování kovem pod ochrannou atmosférou (GMAW), tak svařování wolframovými elektrodami v inertním plynu (TIG), které jsou obě známé v ocelářském průmyslu za předpokladu, že se používá vhodný svarový drát.

Prvním příkladem svařování je obloukové svařování kovem pod ochrannou atmosférou (GMAW), kterého se používá ke zhotovení svarů materiálu obsahujícího železo a okolo 0,07 % hmot. uhlíku, okolo 2,05 % hmot. manganu, okolo 0,32 % hmot. křemíku, okolo 2,20 % hmot. niklu, okolo 0,45 % hmot. chrómu, okolo 0,56 % hmot. molybdenu, méně než okolo 110 ppm fosforu a méně než 50 ppm síry. Svary se provádějí na ocelích jako jsou výše uvedené oceli za použití argonu jako ochranného plynu obsahujícího méně než 1 % hmot. kyslíku. Příkon svařovacího tepla se pohybuje v rozmezí od přibližně 0,3 kJ.mm'¹ do přibližně 1,5 kJ.mm'¹ (7,6 kJ.palec'¹ až 38 kJ.palec'¹). Svařování tímto způsobem vytváří svarky o pevnosti v tahu vyšší než přibližně 900 MPa (130 ksi), lépe vyšší než přibližně 930 MPa (135 ksi), ještě lépe vyšší než přibližně 965 MPa (140 ksi), a nejlépe vyšší než • · · • Φ φφ • · · ♦ φ · • * φ φ φ φ φ φ φ φ φ φ φ • · · · φ φ φ ·· ·· φφ

- 38 přibližně 1000 MPa (145 ksi). Svařování tímto způsobem poskytuje kov o BDTT pod přibližně -73 °C (-100 °F), lépe pod přibližně -96 °C (-140 °F), ještě lépe pod přibližně -106 °C (-160 °F) a nejlépe pod přibližně-115 °C (-175 °F).

Při jiném postupu svařování se používá postup GMAW k vytvoření kovového svaru materiálu obsahujícího železo a okolo 0,10 % hmot. uhlíku (přednostně méně než přibližně 0,10 % hmot. uhlíku, lépe od přibližně 0,07 do přibližně 0,08 % hmot. uhlíku), okolo 1,60 % hmot. manganu, okolo 0,25 % hmot. křemíku, okolo 1,87 % hmot. niklu, okolo 0,87 % hmot. chrómu, okolo 0,51 % hmot. molybdenu, méně než okolo 75 ppm fosforu a méně než 100 ppm síry. Příkon svařovacího tepla se pohybuje v rozmezí od přibližně 0,3 kJ.mm'¹ do přibližně 1,5 kj.mm'¹ (7,6 kJ.palec¹ až 38 kJ.palec¹) a předehřívá se přibližně na 100 °C (212 °F). Svařování takových ocelí jako jsou výše uvedené oceli se provádí za použití ochranné atmosféry argonu obsahujícího méně než 1 % hmot. kyslíku. Svařování tímto způsobem vytváří svarky o pevnosti v tahu vyšší než přibližně 900 MPa (130 ksi), lépe vyšší než přibližně 930 MPa (135 ksi), ještě lépe vyšší než přibližně 965 MPa (140 ksi), a nejlépe vyšší než přibližně 1000 MPa (145 ksi). Svařování tímto způsobem poskytuje kov o BDTT pod přibližně -73 °C (-100 °F), lépe pod přibližně -96 °C (-140 °F), ještě lépe pod přibližně -106 °C (-160 °F) a nejlépe pod přibližně -115 °C (-175 °F).

V jiném příkladu svařování wolframovými elektrodami v ochranné atmosféře inertního plynu (TIG) se ke zhotovení kovových svarů využívá materiálů obsahujících železo a okolo 0,07 % hmot. uhlíku (přednostně méně než přibližně 0,07 % hmot. uhlíku), okolo 1,80 % hmot. manganu, okolo 0,20 % hmot. křemíku, okolo 4,00 % hmot. niklu, okolo 0,5 % hmot. chrómu, okolo 0,40 % hmot. molybdenu, okolo 0,02 % hmot. mědi, okolo 0,02 % hmot. hliníku, okolo 0,010 % hmot. titanu, okolo 0,015 % hmot. zirkonu (Zr), méně než 50 ppm fosforu a méně než 30 ppm síry. Příkon svařovacího tepla se pohybuje v rozmezí od přibližně 0,3 kj.mm'¹ do přibližně 1,5 kj.mm¹ (7,6 kJ.palec'¹ až 38 kJ.palec¹) a předehřívá se přibližně na 100 °C (212 °F). Svary takových oceli jako jsou výše uvedené oceli za použití ochranné • · · · · · • · · 4 4 • » · · ·· «· ·· 44 • 4 4 4 • · 4 4

9 4 9

4 4 4 • » ·«

- 39 atmosféry argonu obsahujícího méně než 1 % hmot. kyslíku. Svařování tímto způsobem vytváří svarky o pevnosti v tahu vyšší než přibližně 900 MPa (130 ksi), lépe vyšší než přibližně 930 MPa (135 ksi), ještě lépe vyšší než přibližně 965 MPa (140 ksi), a nejlépe vyšší než přibližně 1000 MPa (145 ksi). Svařování tímto způsobem poskytuje svařovaný kov o BDTT pod přibližně -73 °C (-100 °F), lépe pod přibližně -96 °C (-140 °F), ještě lépe pod přibližně -106 °C (-160 °F) a nejlépe pod přibližně -115 °C (-175 °F).

Podobné složení svarových kovů jako jsou uvedeny v příkladech lze používat jak při svařovacím postupu GMAW, tak TIG. Je však nutno dodat, že svary TIG mají menší obsah nečistot a jemnější mikrostrukturu než svary GMAW a tím zlepšují nízkoteplotní houževnatost.

Jedním ze způsobů, kterého se využívá jako spojovací technologie podle tohoto vynálezu, je svařování pod tavidlem (SAW). Podrobný popis SAW lze nalézt v kapitole 6 publikace Welding Handbook (Příručka pro svařování), svazek 2, Welding Process, 8th ed., American Welding Society, str. 191 - 232, (1995).

Svařování pod tavidlem (SAW) je svařovací technologie často používaná pro její výhodu v rychlém navařování velkého množství kovu. Pro určité aplikace to může být ekonomičtější, protože se nanáší větší množství svarového materiálu za časovou jednotku než při jiných svařovacích technologiích. Jednou potenciální nevýhodou SAW při použití pro spojování ferritických ocelí pro nízkoteplotní aplikace je nedostatečná nebo kolísavá houževnatost. Nízká houževnatost může být způsobena takovými faktory, jako je velikost zrna a/nebo vyšší obsah vměstků než je žádoucí. Velká zrna vznikají vysokým tepelným příkonem SAW, pro který je také charakteristická vysoká rychlost navařování. Dalším potenciálním problémem SAW, pokud se aplikuje na tepelně citlivé vysoce pevné oceli, je měknutí HAZ. Charakteristický vysoký tepelný příkon SAW způsobuje větší rozsah měknutí v HAZ v porovnání se svařováním kovem v ochranné atmosféře (GMAW) nebo svařováním dvěma wolframovými elektrodami v ochranné atmosféře inertního plynu (TIG).

Pro některé zásobníky PLNG může být technologie SAW vhodná. Rozhodnutí o ·· ···· • · · · • •99 99 • 9 9 99

9 9 9 9 9

9 9 9 9

9999 99 99

99 • 9 9 9 9

9 9 9

9 9 9 9 9 • 9 9 9 9

9·

- 40 použití SAW spočívá předně v rovnováze ekonomiky (svařovací rychlost) a dosažení odpovídajících mechanických vlastností. Pro odpovídající konstrukci zásobníku PLNG lze na míru stanovit speciální svařovací postup SAW. Pokud se například vyžaduje omezit změknutí HAZ a zmenšit velikost zrna kovu, lze pro SAW vyvinout postup používající střední tepelný příkon. Namísto velmi vysoké rychlosti ukládání materiálu na svar při tepelném příkonu nad přibližně 4 kJ.mm'¹ (100kJ.palec'¹), se musí se použít tepelného příkonu v rozmezí přibližně od 2 kJ.mm'¹ do 4 kJ.mm'¹ (50 kJ.palec'¹ až 100 kJ.palec'¹). Při nižších hodnotách nelze tento střední rozsah SAW doporučit více než svařování GMAW nebo TIG.

Pro SAW lze také použít austenitický svarový kov. Díky křehkosti plošně centrovaného kubického austenitu lze docílit poněkud snáze houževnatosti svaru. Nevýhodou austenitického svarového materiálu je jeho cena, která je vyšší než u většiny ferritických svarových materiálů. Austenitický materiál obsahuje značné množství drahých legur, jako je Cr a Ni. Pro určitou konstrukci zásobníku PLNG je však možné pominout cenu austenitického navařovacího materiálu vzhledem k vyšší svařovací rychlosti, kterou umožňuje SAW.

V jiném případě tohoto vynálezu se využívá jako spojovací technologie svařování elektronovým paprskem (EBW). Podrobný popis EBW lze nalézt v kapitole 21 publikace Welding Handbook (Příručka pro svařování), svazek 2, Welding Process, 8th ed., American Welding Society, str. 672 - 713, (1995). Několik jeho základních charakteristik EBW je zvláště vhodných pro použití za podmínek vyžadujících jak vysokou pevnost tak houževnatost, při nízké teplotě.

Problém týkající se svařování většiny vysoce pevných ocelí, tj. ocelí majících namáhání na mezi trvalé deformace vyšší než přibližně 550 MPa (80 ksi) je měknutí kovu v zóně ovlivněné teplem (HAZ) vznikající u mnoha svařovacích postupů jako je obloukové svařování v ochranné atmosféře (SMAW), svařování pod tavidlem (SAW) nebo kteréhokoliv postupu s ochrannou atmosférou jako je obloukové svařování kovem pod ochrannou atmosférou (GMAW). Během teplotního cyklu při svařování může projít HAZ lokální fázovou přeměnou nebo žíháním vedoucím ke značnému, tj. až 15 procentnímu nebo většímu změknutí HAZ v porovnání se základním kovem

φφφφ

- 41 před působením svařovacího tepla. Pokud se vyrábějí vysoce pevné oceli s mezí trvalé deformace 830 MPa (120 ksi) nebo vyšší, mnoho těchto ocelí nesplňuje podmínku svařitelnosti nutnou pro takové extrémně nízké provozní teploty, jaké jsou požadovány pro potrubí a tlakové nádoby používané v postupech zde uváděných a nárokovaných. Takové materiály mají typicky relativně vysokou hodnotu Pcm (dobře známý termín používaný v oboru k vyjádření svařitelnosti), obecně vyšší než přibližně 0,30 a někdy i nad 0,35.

EBW některé z těchto problémů vyplývajících z běžných svařovacích technologií jako je SMAW a SAW zmírňuje. Celkový tepelný příkon je značně nižší než u obloukového svařovacího postupu. Toto omezení tepelného příkonu během spojovacího postupu zmírňuje změny mnoha vlastností ocelových plechů. V mnoha případech vytváří EBW svarové spoje silnější a/nebo odolnější ke křehkému lomu při nízkých provozních teplotách než u podobných spojů získaných obloukovým svařováním.

EBW při porovnání se svary provedenými obloukovým svařováním mají za důsledek zmenšení zbytkového napětí, šířky HAZ a mechanické deformace spoje spolu s potenciálním zlepšením houževnatosti HAZ. Vysoká proudová hustota EBW také umožňuje svařování jedním tahem a tím také minimalizuje dobu, po kterou na základní kov ocelového plechu působí zvýšená teplota během spojovacího pochodu. Tyto charakteristiky EBW jsou důležité pro minimalizaci škodlivých vlivů svařování na tepelně citlivé slitiny.

EBW systémy využívající svařování za sníženého tlaku nebo za vysokého vakua poskytují vysoce čisté prostředí omezující kontaminaci místa svaru. Omezení nečistot ve spojích získaných svařováním elektronovým svazkem poskytuje posílení houževnatosti svařeného kovu vzniklého omezením množství vsazených prvků a vměstků.

EBW je také velmi pružný v tom, že lze nezávisle realizovat velký počet regulačních proměnných (např. úroveň vakua, pracovní vzdálenost, urychlovací napětí, proud svazku, rychlost posuvu, průměr svazku, odchýlení svazku, atd.). Co se týká vlastního spoje, pro EBW není ke svařování zapotřebí žádného kovu, takže • · ··«·

9 9 9 9 9

9 9 9 9

9 9 9 9 9

9 9 9 9

9999 99 99

99

9 9 9 9

9 9 9 9

9 9 9 9 9

9 9 9 9 •9 99 99

- 42 svařovaný spoj je metalurgicky homogenní. Ke změně metalurgie EBW spoje lze ovšem použít kompenzační nebo svarový kov a tím vylepšit mechanické vlastnosti. Strategické kombinace parametrů svazku a použití nebo nepoužití přídavného kovu umožňuje přizpůsobení mikrostruktury svařovaného kovu k získání požadované kombinace pevnosti a houževnatosti.

Celková kombinace vynikajících mechanických vlastností a malých zbytkových pnutí umožňuje v mnoha případech eliminaci tepelného zpracování po svařování i tehdy, když je tloušťka spojovaných desek jeden až dva palce nebo i více.

EBW může být provozováno za vysokého vakua (HV), středního vakua (MV) nebo bez vakua (NV). HV-EBW systémy vytvářejí svary s minimálním množstvím nečistot. Vysoké vakuum však může způsobit ztrátu těkavých prvků (např. chrómu a manganu) v době, kdy je kov v roztaveném stavu. V závislosti na složení svařované oceli může mít ztráta určitých prvků dopad na mechanické vlastnosti svaru. Tyto systémy dále bývají velké, nesnadno se s nimi manipuluje a obtížně se používají. NV-EBW systémy jsou po mechanické stránce méně komplikované, kompaktnější a obecně snáze použitelné. Postup NV-EBW je však postupem s většími omezeními aplikačních možností, protože elektronový svazek má tendenci být difúzní, odrážet se a divergovat a na vzduchu být méně účinný. To vede k omezení tloušťky plechů, které lze svařovat jedním tahem. NV-EBW je také náchylný na nečistoty ve svaru, které mohou vést k nižší pevnosti a houževnatosti než je tomu u vysokovakuového EBW. MV-EBW je proto volbou, které se při zhotovování zásobníků podle nároků tohoto vynálezu dává přednost. MV-EBW nabízí nejlepší poměr mezi výkonem a kvalitou svaru.

V jiném z případů podle tohoto vynálezu se jako spojovací technologie používá svařování laserovým svazkem (LBW). Podrobný popis LBW lze najít v kapitole 22 publikace Welding Handbook (Příručka pro svařování), svazek 2, Welding Process, 8th ed., American Welding Society, str. 714 až 738, (1995). LBW nabízí stejné výhody jako EBW, je však aplikačně více omezena než běžně dostupná EBW, která může provádět svary v jednom tahu u širšího sortimentu tlouštěk plechů.

Zkušeným odborníkům se zde dostalo dostatek informací a zkušeností k tomu, aby mohli provádět vysoce pevné svarové spoje nízkolegovaných ocelových plechů o vhodné vysoké pevnosti a lomové houževnatosti k využívání při zhotovování ·· 9·«·

- 43 zásobníků a dalších komponentů podle předloženého vynálezu. Mohou existovat i jiné spojovací nebo svařovací postupy, nebo mohou být i později vyvinuty. Všechny takovéto spoje nebo svářecí postupy patří do rozsahu předloženého vynálezu. Zatímco byl předchozí vynález popsán pro jeden nebo více předmětů, kterým se dává přednost, musí se tomu rozumět tak, že lze provádět i další úpravy, aniž by tím byl nějak omezen rozsah vynálezu, který je stanoven následujícími nároky.

·* ·· ·9 ·»»· ·· 99 • · · · 9 9 · 9 9 9 ··· 99 9 999 ·* «9» · 9 9 9 9 9 • ·9 9999 999

	- 44 -
Slovníček výrazů: Transformační teplota Aci:	teplota při které se začíná během zahřívání vytvářet austenit;
Transformační teplota Ac3:	teplota, při které je během zahřívání ukončena přeměna ferritu na austenit;
Transformační teplota Αη:	teplota, při které je během ochlazování ukončena přeměna austenitu na ferrit, nebo ferrit a cementit;
Transformační teplota Ar3:	teplota, při které se během ochlazování začíná měnit austenit na ferrit;
Kryogenní teplota:	jakákoliv teplota nižší než přibližně -40 °C (-40 °F);
CTOD:	změna rozměrů trhliny;
CVN:	vrubová houževnatost podle Charpyho;
DBTT:	teplota přechodu z tažného do křehkého stavu odděluje dvě lomové charakteristiky u strukturních ocelí; při teplotě pod DBTT je tendence k nízkoenergetickým štěpným (křehkým) lomům, zatímco při teplotách nad DBTT je tendence k
EBW:	vysokoenergetickým tvárným lomům; svařování elektronovým svazkem;

základní:

v podstatě 100 % obj.;

·» ·· • · · · *

9 9 9 • · «99

9 9 9 •999 «9 •9 *···

99

9 9 9

9 9 9

9 9 9

9 9 9

99

Gm³:

GMAW:

vytvrzující částice:

HAZ:

oblast interkritické teploty:

Kic:

kJ:

kPa:

ksi:

LBW:

nízkolegovaná ocel:

MA:

- 45 miliarda kubických metrů;

obloukové svařování kovem pod ochrannou atmosférou;

jedna nebo více ε-Cu, Mo₂C nebo karbidy a karbonitridy niobu a vanadu;

zóna ovlivněná teplem;

přibližně od transformační teploty Aci do transformační teploty AC3 při ohřevu a přibližně od transformační teploty Ar3 do přibližně transformační teploty Αη při ochlazování;

součinitel intenzity kritického napětí;

kilojoul;

tisíc Pascalů;

tisíc liber na čtvereční palec;

svařování laserovým svazkem;

ocel obsahující železo a celkově méně než 10 % hmot. legujících přísad;

martenzit - austenit;

·· ΒΒ

ΒΒ ΒΒΒΒ • · · » • · · • · ·

ΒΒΒ

ΒΒΒΒ ΒΒ

ΒΒ

Β · • · • *

Β Β ·

ΒΒ ·· ve • « Β Β • Β Β · * Β · · · • · Β ·

ΒΒ *Β

- 46 maximálně povolená velikost trhliny: kritická délka a hloubka trhliny;

M02C: forma karbidu molybdenu;

MPa: milion Pascalů;

Transformační teplota M_s: teplota při níž během ochlazování nastává transformace austenitu na martenzit;

Pcm:

PLNG:

ppm:

převážně psia:

kalení:

v oboru dobře známý termín pro vyjádření svařitelnosti; též Pcm = (% hmotn. C +% hmotn Si/30 + (% hmotn. Mn + % hmotn. Cu + % hmotn. Cr)/20 + % hmotn. Ni/60 + % hmotn. Mo/15 + % hmotn. V/10 + 5(% hmotn. B);

stlačený zkapalněný zemní plyn;

dílů na milion dílů;

nejméně okolo 50 procent obj.;

liber na čtvereční palec - absolutní;

u popisu tohoto vynálezu jde o urychlené ochlazování takovým způsobem, kdy vybraná kapalina zvýší rychlost ochlazování oceli oproti ochlazování na vzduchu;

• · • · · · · • · · · · · • « · · · ···· · · · ·

	- 47 -
rychlost kalení (ochlazování):	rychlost ochlazování ve středu nebo v podstatě ve středu tloušťky plechu;
Teplota při zastavení kalení:	nejvyšší nebo v podstatě nejvyšší teplota, které dosáhne povrch plechu, když se zastaví kalení, protože dochází k převodu tepla ze středu tloušťky plechu;
QST:	teplota při zastavení kalení;
SAW:	obloukové svařování pod tavidlem;
SALM:	jednotlivý přístavní kotevní pilot
tabule:	ocelový kus mající libovolné rozměry;
TCF:	trilion kubických stop;
pevnost v tahu:	při zkoušce pevnosti to je poměr zátěže k ploše původního průřezu;
svařování TIG:	svařování wolframovými elektrodami v ochranné atmosféře argonu;
Teplota Tnr:	teplota, pod níž austenit nerekrystalizuje;
USPTO:	[United States Patent and Trademark Office] Patentový úřad Spojených Států;

···· svarek:

- 48 svařený spoj nebo šev včetně: (i) svarového kovu, (ii) zóny ovlivněné teplem (HAZ) a (iii) základního kovu v „bezprostřední blízkosti“ HAZ. Část základního kovu nacházející se v „bezprostřední blízkosti“ HAZ a tím i jako součást svarku se mění v závislosti na faktorech odborníkům známým, a to například, a aniž by tím byl vyčerpán výčet těchto položek, na šířce svarku, rozměrech svařovaného tělesa, počtu svarků, které se mají na předmětu vytvořit a vzdálenostech mezi svarky.

Claims (25)

1. Patentové nároky

   1. Zásobník vhodný pro skladování stlačeného zkapalněného zemního plynu při tlaku od přibližně 1035 kPa (150 psia) do přibližně 7590 kPa (1100 psia) a teplotě přibližně od -123 °C (-190 °F) do přibližně -62 °C (-80 °F) vyznačující se tím, že tento zásobník je zhotoven z materiálu, kterým je ultra vysoce pevná nízkolegovaná ocel obsahující méně než 9 % hmot. niklu a mající pevnost v tahu vyšší než 830 MPa (120 ksi) a DBTT nižší než přibližně -73 °C (-100 °F).
2. 2. Zásobník pro skladování stlačeného zkapalněného zemního plynu pří tlaku od přibližně 1725 kPa (250 psia) do přibližně 7590 kPa (1100 psia) a teplotě přibližně od -112 °C (-170 °F) do přibližně -62 °C (-80 °F) vyznačující se tím, že je zhotoven z materiálu, kterým je ultra vysoce pevná nízkolegovaná ocel obsahující méně než 9 % hmot. niklu a mající pevnost v tahu větší než 830 MPa (120 ksi) a DBTT nižší než přibližně -73 °C (-100 °F).
3. 3. Zásobník pro skladování stlačeného zkapalněného zemního plynu při tlaku od přibližně 1725 kPa (250 psia) do přibližně 4830 kPa (700 psia) a teplotě přibližně od -112 °C (-170 °F) do přibližně -79 °C (-110 °F) vyznačující se tím, že tento jmenovaný zásobník (i) je zhotoven z materiálu, kterým je ultra vysoce pevná nízkolegovaná ocel obsahující méně než 9 % hmot. niklu a (ii) má odpovídající pevnost a lomovou houževnatost, aby mohl obsahovat stlačený zkapalněný zemní plyn.
4. 4. Zásobník pro skladování stlačeného zkapalněného zemního plynu při tlaku od přibližně 1725 kPa (250 psia) do přibližně 7590 kPa (1100 psia) a teplotě přibližně od -112 °C (-170 °F) do přibližně -62 °C (-80 °F) vyznačující se tím, že tento jmenovaný zásobník je zhotoven z materiálu, kterým je ultra vysoce pevná nízkolegovaná ocel obsahující méně než 9 % hmot. niklu a mající pevnost v tahu nejméně 1000 MPa (145 ksi) a DBTT nižší než přibližně -73 °C (-100 °F).

   - 50
5. 5. Zásobník podle kteréhokoliv z nároků 1, 2, 3 nebo 4 vyznačující se tím, že jmenovaná ultra vysoce pevná nízkolegované ocel obsahuje méně než 5 % hmot niklu.
6. 6. Zásobník pro skladování stlačeného zkapalněného zemního plynu při tlaku od přibližně 1725 kPa (250 psia) do přibližně 7590 kPa (1100 psia) a teplotě přibližně od -112 °C (-170 °F) do přibližně -62 °C (-80 °F) vyznačující se tím, že tento jmenovaný zásobník je zhotoven z materiálu, kterým je ultra vysoce pevná nízkolegované ocel obsahující méně než 6 % hmot. niklu a mající pevnost v tahu nejméně 830 MPa (120 ksi) a DBTT nižší než přibližně -73 °C (100 °F).
7. 7. Zásobník pro skladování stlačeného zkapalněného zemního plynu při tlaku od přibližně 1725 kPa (250 psia) do přibližně 7590 kPa (1100 psia) a teplotě přibližně od -112 °C (-170 °F) do přibližně -62 °C (-80 °F) vyznačující se tím, že tento jmenovaný zásobník je zhotoven z materiálu, kterým je ultra vysoce pevná nízkolegované ocel obsahující méně než 3 % hmot. niklu a mající pevnost v tahu nejméně 1000 MPa (145 ksi) a DBTT nižší než přibližně -73 °C (-100 °F).
8. 8. Zásobník podle kteréhokoliv z nároků 1, 2, 3, 4, 5 (nárok 5 je vícenásobně závislým nárokem), 6 nebo 7 zhotoveny ohýbáním a vzájemným spojováním množiny samostatných plechů ze jmenované ultra vysoce pevné nízkolegované oceli vyznačující se tím, že spoje jmenovaného zásobníku mají pevnost v tahu větší než přibližně 900 MPa (130 ksi) a DBTT nižší než přibližně -73 °C (-100 °F).
9. 9. Zásobník podle nároku 8 (nárok 8 je vícenásobně závislým nárokem), vyznačující se tím, že spoje mezi jmenovanými jednotlivými plechy jsou vytvořeny svařováním GMAW.

   - 51
10. 10. Zásobník podle nároku 8 (nárok 8 je vícenásobně závislým nárokem), vyznačující se tím, že spoje mezi jmenovanými jednotlivými plechy jsou vytvořeny svařováním TIG.
11. 11. Námořní tanker pro přepravu stlačeného zkapalněného zemního plynu při tlaku od přibližně 1035 kPa (150 psia) do přibližně 7590 kPa (1100 psia) a teplotě přibližně od -123 °C (-190 °F) do přibližně -62 °C (-80 °F) vyznačující se tím, že jmenovaný námořní tanker/zásobník má alespoň jeden akumulační zásobník zhotovený z materiálu, kterým je ultra vysoce pevná nízkolegovaná ocel obsahující méně než 9 % hmot. niklu a mající pevnost v tahu vyšší než 830 MPa (120 ksi) a DBTT nižší než přibližně -73 °C (-100 °F).
12. 12. Námořní tanker podle nároku 11 vyznačující se tím, že jmenovaná vysoce pevná nízkolegovaná ocel obsahuje méně než 5 % hmotn. niklu.
13. 13. Námořní tanker podle nároku 11 vyznačující se tím, že má palubní výparník pro převod jmenovaného stlačeného zkapalněného zemního plynu na plynné skupenství.
14. 14. Způsob přepravy stlačeného zkapalněného zemního plynu do importního terminálu vyznačující se tím, že jmenovaný stlačený zkapalněný zemní plyn má tlak přibližně od 1035 kPa (150 psia) do přibližně 7590 kPa (1100 psia) a teplotu přibližně od -123 °C (190 °F) do přibližně -62 °C (-80 °F) a tento jmenovaný způsob se skládá z těchto kroků:

    (a) dodávání jmenovaného stlačeného zkapalněného zemního plynu do námořního tankeru, který má alespoň jeden akumulační zásobník zhotovený z materiálu, kterým je ultra vysoce pevná nízkolegovaná ocel obsahující méně než 9 % hmot. niklu a mající pevnost v tahu nejméně 830 MPa (120 ksi) a DBTT nižší než přibližně -73 °C (-100 °F); a (b) plutí jmenovaného námořního tankeru do importního terminálu PLNG.

    >· <4 ·* • · · · « • · · · <

    • · · · · «

    I · · · ’

    I · · · · · · ·· ··

    - 52
15. 15. Způsob podle nároku 14 vyznačující se tím, že:

    (c) dodávku jmenovaného stlačeného zkapalněného plynu do importního terminálu majícího alespoň jeden příjmový akumulační zásobník zhotovený z materiálu, kterým je ultra vysoce pevná nízkolegovaná ocel obsahující méně než 9 % hmot. niklu a mající pevnost v tahu nejméně 830 MPa (120 ksi) a DBTT nižší než přibližně -73 °C (-100 °F).
16. 16. Způsob podle nároku 14 vyznačující se tím, že jmenovaný námořní tanker má palubní výparník k přeměně jmenovaného stlačeného zkapalněného zemního plynu na plynné skupenství.
17. 17. Způsob podle nároku 14 vyznačující se tím, že obsahuje dále krok:

    (c) dodávku jmenovaného stlačeného zkapalněného plynu do importního terminálu majícího alespoň jeden výparník k přeměně jmenovaného stlačeného zemního plynu na plynné skupenství.
18. 18. Systém pro zpracování zemního plynu na stlačený zkapalněný zemní plyn o tlaku přibližně od 1035 kPa (150 psia) do přibližně 7590 kPa (1100 psia) a teplotě přibližně od -123 °C (-190 °F) do přibližně -62 °C (-80 °F) vyznačující se tím, že sestává ze:

    (a) závodu na převod jmenovaného zemního plynu na jmenovaný stlačený zkapalněný zemní plyn; a (b) množiny akumulačních zásobníků pro příjem jmenovaného stlačeného zkapalněného zemního plynu ze jmenovaného závodu na zpracování vyznačující se tím, že tato jmenovaná množina akumulačních zásobníků je zhotovena z materiálu, kterým je ultra vysoce pevná nízkolegovaná ocel obsahující méně než 9 % hmot. niklu a mající pevnost v tahu vyšší než 830 MPa (120 ksi) a DBTT nižší než přibližně -73 °C (-100 °F).

    - 53
19. 19. Systém podle nároku 18 vyznačující se tím, že jmenovaný zpracovatelský závod sestává nutně z:

    (a) přijímacího zařízení pro příjem jmenovaného zemního plynu a odstraňování kapalných uhlovodíků ze jmenovaného plynu;

    (b) dehydratačního zařízení pro odstraňování vodních par ze jmenovaného zemního plynu z důvodu zamezení zamrzání jmenovaného zemního plynu při provozních teplotách a tlacích ve jmenovaném zpracovatelském závodě; a (c) zkapalňovacího zařízení sloužícího k převedení jmenovaného zemního plynu na jmenovaný stlačený zkapalněný zemní plyn.
20. 20. Systém podle nároku 19 vyznačující se tím, že jmenovaný zpracovatelský závod dále má:

    (d) úpravárenské zařízení k odstraňování nejméně jedné ze sloučenin vybíraných ze skupiny sestávající z oxidu uhličitého, sloučenin obsahujících síru, n-pentanu a benzenu.
21. 21. Systém podle nároku 18 vyznačující se tím, že dále:

    (c) nejméně jeden námořní tanker pro přepravu jmenovaného stlačeného zkapalněného zemního plynu vyznačující se tím, že nejméně jeden námořní tanker má na palubě nejméně jeden z množiny jmenovaných akumulačních zásobníků; a (d) exportní terminál nutně sestávající z převáděcího zařízení pro převod jmenovaného stlačeného zkapalněného zemního plynu ze jmenovaného zpracovatelského závodu do alespoň jednoho jmenovaného zásobníku ze jmenované množiny akumulačních zásobníků na palubě jmenovaného námořního tankeru.

    - 54
22. 22. Systém podle nároku 21 vyznačující se tím, že alespoň jeden ze všech jmenovaných námořních tankerů má palubní výparník pro přeměnu jmenovaného stlačeného zkapalněného zemního plynu na plynné skupenství.
23. 23. Systém podle nároku 22 vyznačující se tím, že jmenovaný systém má dále importní terminál mající nutně zařízení pro převod plynu k převodu jmenovaného plynu do potrubí.
24. 24. Systém podle nároku 18 vyznačující se tím, že potrubí a s ním spojené komponenty a tlakové nádoby ve jmenovaném zpracovatelském závodě jsou zhotoveny z ultra vysoce pevné nízkolegované oceli obsahující méně než 2 % hmot. niklu a mající takovou odpovídající pevnost v tahu a lomovou houževnatost, aby v nich mohl být stlačený zkapalněný zemní plyn.
25. 25. Zásobník pro skladování stlačeného zkapalněného zemního plynu při tlaku od přibližně 1725 kPa (250 psia) do přibližně 7590 kPa (1100 psia) a teplotě přibližně od -112 °C (-170 °F) do přibližně -62 °C (-80 °F) vyznačující se tím, že je zhotoven z materiálu, kterým je ultra vysoce pevná nízkolegované ocel obsahující méně než 2 % hmot. niklu a mající takovou pevnost v tahu a lomovou houževnatost, aby v něm mohl být jmenovaný stlačený zkapalněný zemní plyn.