CZ9904553A3 - Enhanced process for processing, storage and transportation of liquefied natural gas - 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.Storage container for compressed liquefied natural gas gas at a pressure of 1035 kPa to 7590 kPa and a temperature of -123 ° C to -62 ° C (-80 ° F) is ultra-high strength low alloy steels contain less than 9 wt. nickel a having a tensile strength greater than 830 MPa and toughness to DBTT embrittlement temperatures below -73 ° C. Also pipes and s the associated components and pressure vessels are in this made of ultra-high strength, low alloy steel.

Description

Zdokonalený systém pro zpracování, skladování a přepravu zkapalněného zemního plynuImproved system for processing, storage and transportation of liquefied natural gas

Oblast vynálezuField of the invention

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.The present invention relates to an improved liquefied natural gas (LNG) processing, storage and transport system, and in particular to new liquefied LNG processing, storage and transport systems at substantially elevated pressures and temperatures over conventional LNG systems.

Dosavadní stav technikyBACKGROUND OF THE INVENTION

V následující specifikaci jsou používány různé termíny. Z tohoto důvodu je bezprostředně před patentové nároky vložen slovníček výrazů.Various terms are used in the following specification. For this reason, a glossary of terms is inserted immediately before the claims.

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 ·Many natural gas sources are located in remote areas very far from any gas outlet. Sometimes a pipeline leading to these outlets is available to transport the gas produced. If pipeline transport to these outlets is impracticable, natural gas must often be liquefied for transport to the outlet. Liquefied natural gas (LNG) is usually transported in specially built ship tankers, then stored and re-gasified at a convenient import terminal near the shopping center. Equipment used for liquefaction, transport, storage and gasification of natural gas is generally very costly; a conventional conventional liquefied natural gas project costs between $ 5 and $ 10 billion, including design costs. A typical “greenfield” liquefied natural gas project requires a gas source of about 280 Gm ³ (10 TCF (trillions of cubic feet)), and the customers of liquefied natural gas are generally large plants. Often, the discovered natural gas sources in remote areas are less than 280 Gm ³ (10 TCF). Even those natural gas sources meeting the minimum requirements of 280 Gm ³ (10 TCF) with 20 years or more of long-term use require all, ie supplier, carrier and LNG, economical production process, storage and transportation of liquefied natural gas. Where LNG subscribers have 9 9 9 ·

9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 99 9 9 9 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 9 999 9 9 9 9 9

- 2 alternativní zdroje plynu jako je plyn z potrubí, není často smluvní distribuční řetězec LNG schopný konkurence.- 2 alternative gas sources, such as pipeline gas, are often not competitive in the LNG distribution chain.

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.Figure 1 schematically illustrates an LNG contracting plant that produces LNG at temperatures around -162 ° C (-260 ° F) at atmospheric pressure. Natural gas flows to a contracted LNG plant at a pressure of from about 4830 kPa (700 psia) to about 7600 kPa (1100 psia) and temperatures from about 21 ° C (70 ° F) to about 38 ° C (100 ° F). To reduce the natural gas temperature to a very low outlet temperature of about -162 ° C (260 ° F), up to 350000 horsepower of cooling power is required in a two-stage LNG process. In the normal treatment of natural gas by liquefaction, water, carbon dioxide, sulfur-containing compounds such as hydrogen sulphide, other acid gases, n-pentane and heavier hydrocarbons, including benzene, must be sufficiently removed up to the ppm level as these would freeze and cause clogging problems processing equipment. The LNG contracted gas treatment plant shall have a treatment facility for the removal of carbon dioxide and acid gases. The treatment plant utilizes characteristic chemical and physical solvent recovery processes and this requires significant capital investment. Compared to other plants in the plant, there are also high operating costs. Dry fill dehydrators such as molecular sieves are required to remove water vapor. Scrubbing columns and fractionating equipment are used to remove hydrocarbons that tend to clog the apparatus. At LNG contracting plants, mercury is also removed as it causes equipment defects made of aluminum. After the natural gas treatment, the nitrogen present is removed, which can be present in a large amount in the natural gas, since it does not remain in the liquid phase during transportation of the conventional LNG and is not desirable to be present in the gas state at the point of delivery.

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 • 99Bunkers, pipelines and other equipment used in LNG contracted plants must necessarily withstand brittle fracture at extremely low operating temperatures and are mostly made of at least partially aluminum or steel containing nickel (eg 9% nickel by weight). In addition to their use in contract plants, costly materials with • 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.- 3 high resistance to brittle fracture at low temperatures including aluminum and commercial steel containing nickel (eg 9% by weight) used mostly on LNG ships and import terminals.

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.Commonly used steels for cryogenic temperature structures, such as steels with a nickel content of less than 3% by weight, have a low BDTT (toughness value defined below), but also a relatively low tensile strength. Commercially available steels with 3.5 wt. % nickel, 5.5 wt. % nickel and 9 wt. nickel, typically have a BDTT of about -100 ° C (-150 ° F), 155 ° C (-250 ° F), and 175 ° C (-280 ° F), and a tensile strength of approximately 485 MPa (70 ksi), 620 MPa (90 ksi) and 830 MPa (120 ksi). In order to achieve a combination of strength and toughness, these steels usually have to undergo costly processing, for example double annealing. For cryogenic temperature applications, these commercial nickel-containing steels are commonly used in industry for their low temperature toughness, but their relatively low tensile strength has to be considered. Such a cryogenic temperature load design usually requires an excessively high steel thickness. The use of these nickel-containing steels for cryogenic temperature applications makes it expensive to combine high cost with the required steel thickness.

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.A typical LNG ship uses large spherical containers known as Moss balls to store LNG during transportation. Such a ship normally costs more than $ 230 million. A typical project to produce LNG in the Middle East and shipping LNG to the Far East may require 7 to 8 such ships at a total cost of about $ 1.6 to 2.0 billion.

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 jinakAs can be deduced from the earlier discussion, a more economical system is needed for processing, storing and transporting LNG to outlets from distant sources that could compete more effectively with alternative energy supplies. Furthermore, a system is required to commercialize small remote natural gas sources that would be otherwise

- 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 ·· ·· ···· • ·· · · · ♦ · • · · · · · ···· ·· ··· · · · · · · · • ·· ···· · · · · • · · · ·· ·· · · · · · ·- 4 uneconomic. In addition, a more economical gasification and distribution system is needed to make LNG more economically attractive for smaller consumers. Accordingly, the primary object of the present invention is to provide a more economical system for processing, storing and transporting LNG from distant sources to outlets and substantially reducing the threshold size of both reserves and market requirements so that the LNG task is economically feasible. One way to fill this object would be to process LNG at higher pressures and temperatures than those used in conventional LNG plants, ie pressures above atmospheric pressure and temperatures above -162 ° C (-260 ° F). The general concept of LNG processing, storage and transport at elevated pressures and temperatures has already been discussed in industry publications, but these generally disclose shipping containers made of nickel-containing steels (eg, 9% by weight) or aluminum; they meet the design requirements, but are made of expensive materials. For example, on pages 162-164 of NATURAL GAS BY SEA, published by Witherby & Co. Ltd., first edition 1979, second edition 1993, discusses Roger Ffooks converting a ship for Sigalph's crew to transport both MLG (gas liquefied under medium pressure) at 1380 kPa (200 psig) and -115 ° C (-175 ° F) and CNG (compressed natural gas) at 7935 kPa (1150 psig) and -60 ° C (-75 ° F). Mr Ffooks shows that, although it is a technical option, 'buyers' will not find any of these two concepts because of their high storage costs. According to Mr. Ffooks, the CNG solution, ie -60 ° C (-75 ° F), was the subject of the design, and the design objective was low-alloy weldable, hardened and tempered steel with good strength (760 MPa (110 ksi)) and good resistance against fracture under operating conditions. (See "A new process for transportation of natural gas" by R. J. Broeker, International LNG Conference, Chicago, 1968). This Communication also points out that aluminum alloys were the cheapest alloys for MLG, ie temperatures below -115 ° C (-175 ° F). Mr. Ffooks also listed 9 pounds of 9% nickel steel or aluminum alloy operating at much lower pressure of 60 psig in Phoenix Phoenix Ocean on page 164; and demonstrates that this concept does not offer sufficient technical or financial support. ·· ···· · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · ·

- 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.- 5 benefits to be commercialized. See also: (i) US Patent 3,298,805 which discloses the use of 9% nickel steel or high strength aluminum alloy for the manufacture of compressed natural gas containers; and (ii) US Patent 4,182,254 which discloses steel containers with 9% nickel or similar steel for the transport of LNG at temperatures from -100 ° C (-148 ° F) to -140 ° C (-220 ° F) and pressures from 4 to 10 atmospheres (i.e., from 59 psia to 147 psia); (iii) US Patent 3,232,725, which discloses natural gas transport in a dense, single-phase state at a temperature of less than -62 ° C (-80 ° F), or in some cases -68 ° C (-90 ° F) and a pressure of at least 345 kPa (50 psi) above the gas pressure at the boiling point at operating temperature using containers made of materials such as steel containing 1 to 2 percent nickel that have been hardened and tempered to provide a resulting tensile strength of 120000 psi; and (iv) "Maritime Transportation of LNG at Intermediate Temperature", CME March 1979, by CPBennett, who reported a case study of LNG transport at 3.1 MPa (450 psi) and -100 ° C (-140 ° F) using a storage tank made of 9% Ni steel or hardened and tempered 3.5% Ni steel with a 9 1/2 inch wall thickness.

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.Despite all these concepts discussed in the publications, to our knowledge, LNG is not normally commercially processed, stored, and transported at pressures substantially above atmospheric pressure and temperatures substantially above -162 ° C (-260 ° F). This is probably because the system for processing, storing and distributing LNG at such pressures and temperatures was not economically and commercially acceptable.

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.Therefore, it is an object of the present invention to provide an improved economic system for processing, storing and transporting LNG at significantly higher pressures and temperatures than conventional LNG systems.

• ·• ·

Podstata vynálezuSUMMARY OF THE INVENTION

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 proIn accordance with the above object of the present invention, there is provided a container for storing pressurized liquefied natural gas (PLNG) at a pressure in a wide range from about 1035 kPa (150 psia) to about 7590 kPa (1100 psia) and a wide temperature range in the art from about 123 ° C (-190 ° F) to about -62 ° C (-80 ° F), and said container is made of ultra high strength low alloy steels containing less than 9 wt. and having adequate strength and fracture toughness to contain compressed liquefied natural gas. The steel has an ultra-high strength, e.g., a tensile strength (as defined herein) of greater than 830 MPa (120 ksi) and a DBTT Qak as defined herein, of less than about -73 ° C (-100 ° F). In order to minimize costs, steel containing less than about 7 wt. % nickel and more preferably less than about 5 wt. nickel. The invention further provides a system for processing and transporting PLNG. The system of the present invention produces PLNG at a wide range of pressure from about 1035 kPa (150 psia) to about 7590 kPa (1100 psia) and temperatures over a wide range from about -123 ° C (-190 ° F) to about -62 ° C (-80 ° F) and for storage and transportation PLNG utilizes containers according to the invention. The present invention provides a system for processing natural gas into PLNG, storing it and transporting it to the point of consumption. The system of the present invention comprises: - (i) a processing plant for converting natural gas to PLNG at a pressure of about 1035 kPa (150 psia) to about 7590 kPa (1100 psia) and a temperature of about -123 ° C (-190 ° F) to about -62 ° F), wherein the plant consists of (a) a bottling device for receiving the incoming natural gas and removing liquid hydrocarbons from the natural gas; (b) a dehydration device for removing excess water vapor from the natural gas to prevent freezing of the natural gas at temperatures and pressures used for PLNG; and (c) a liquefaction plant for converting natural gas to PLNG; (ii) storage tanks made of ultra-high strength low-alloy steel containing less than 9% by weight nickel and having a tensile strength greater than 830 MPa (120 ksi) and a DBTT less than -73 ° C (-100 ° F); (iii) export terminal (s) including storage tanks for

- 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).- 7 PLNG storage and equipment for transferring PLNG to transport storage tanks on board a shipping vessel or, optionally, (b) consisting of equipment necessary to transfer PLNG on board a shipping vessel; (iv) transport ships, including transport storage tanks for the transport of PLNG to the import terminal and optionally carrying an evaporator on board to convert PLNG into gas; and (v) import terminal (s) including import storage tanks (where the import storage tanks are land or floating or fixed structures at sea), equipment to transfer PLNG from transport storage tanks to import storage tanks, and PLNG evaporator for delivery to consumer equipment pipelines or optionally (b) consisting of the necessary importing equipment (where the importing equipment is land or floating or fixed structures at sea), including evaporators to receive PLNG from transport storage tanks and to convert PLNG to the gas phase and supply it to consumer piping equipment, or optionally (c) consisting of the necessary equipment to transfer gas converted from PLNG by the evaporator to the pipeline of the consumer equipment at the dock or junction from offshore platforms such as a single port anchor pilot (SALM).

Přehled obrázkůOverview of pictures

Pro lepší pochopení předloženého vynálezu bude vhodný odkaz na následující podrobný popis a připojené obrázky, ve kterých:For a better understanding of the present invention, reference will be made to the following detailed description and the accompanying drawings in which:

Obr. 1 (prioritní předmět) schematicky znázorňuje příkladný závod na zpracování běžného LNG;Giant. 1 (priority subject) schematically illustrates an exemplary conventional LNG processing plant;

Obr. 2 schematicky znázorňuje příkladný závod na zpracování PLNG podle předloženého vynálezu;Giant. 2 schematically illustrates an exemplary PLNG processing plant according to the present invention;

Obr. 3A znázorňuje bokorys (zezadu) příkladné lodě pro přepravu PLNG podle předloženého vynálezu;Giant. 3A shows a rear (rear) side view of an exemplary PLNG ship according to the present invention;

44 • 4 · ·44 • 5 · ·

4 4 44 4 4

4 4 44 4 4

4 4 44 4 4

44 • · • ·44

- 8 Obr. 3B znázorňuje bokorys (z boku) příkladné lodě pro přepravu PLNG podle předloženého vynálezu;FIG. 3B is a side elevational view of an exemplary PLNG ship according to the present invention;

Obr. 3C znázorňuje nárys příkladné lodě pro přepravu PLNG podle předloženého vynálezu;Giant. 3C is an elevational view of an exemplary PLNG ship according to the present invention;

Obr. 4A znázorňuje bokorys (zezadu) příkladné lodě pro přepravu PLNG podle předloženého vynálezu s palubním výparníkem PLNG;Giant. 4A shows a side view (rear) of an exemplary PLNG ship according to the present invention with a PLNG onboard evaporator;

Obr. 4B znázorňuje bokorys (z boku) příkladné lodě pro přepravu PLNG podle předloženého vynálezu s palubním výparníkem PLNG;Giant. 4B is a side elevational view of an exemplary PLNG ship of the present invention with a PLNG onboard evaporator;

Obr. 4C znázorňuje nárys příkladné lodě pro přepravu PLNG podle předloženého vynálezu s palubním výparníkem PLNG;Giant. 4C is an elevational view of an exemplary PLNG ship of the present invention with a PLNG onboard evaporator;

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.Giant. 5A illustrates a plot of critical crack depth at a given crack length as a function of CTOD fracture toughness and residual stress; and FIG. 5B shows the geometry (length and depth) of a crack.

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.The invention will be described in conjunction with a preferred embodiment of the invention, but it is to be understood that the invention is not limited thereto. On the other hand, the invention is intended to cover all alternatives, modifications and equivalents, which the invention may, in spirit and scope, include as defined in the appended claims.

Podrobný popis vynálezuDETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION

Akumulační zásobníky PLNGStorage tanks 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).The key objects of the present invention of the PLNG plant and transport means of the present invention are PLNG storage and transport accumulators, which are manufactured for a wide range of pressures from about 1035 kPa (150 psia) to about 7590 kPa (1100 psia) and temperatures from about 123 ° C (190 ° F) to about -62 ° C (80 ° F).

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

9999 99 99 99 99 999999 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.The PLNG storage tanks are made of ultra-high strength low alloy steel having both adequate strength and fracture toughness for operation during operation of the PLNG system of the present invention including pressures and temperatures. The steel has a tensile strength greater than 830 MPa (120 ksi), more preferably greater than 860 MPa (125 ksi) and most preferably greater than about 900 MPa (130 ksi). For some applications, it is preferred that the steel has a tensile strength greater than 930 MPa (135 ksi) or greater than 965 MPa (140 ksi) or greater than 1000 MPa (145 ksi). The steel should also preferably have a DBTT of less than about -73 ° C (-100 ° F). The container is further designed to store compressed liquefied natural gas at pressures from about 1725 kPa (250 psia) to about 4830 kPa (700 psia) and temperatures from about -112 ° C (-170 ° F) to about -79 ° C (110 ° F) and characterized in that (i) it is made of ultra high strength low alloy steel containing less than 9 wt. and (ii) has adequate strength and fracture toughness to contain compressed liquefied natural gas.

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.The ultra-high strength steel used to make the cartridges of the present invention preferably comprises a lower amount of expensive alloys such as nickel. The nickel content is preferably 9 wt%, more preferably less than about 7 wt%. and more preferably less than about 5 wt. It is preferred that the steels contain the minimum amount of nickel necessary only to achieve the desired fracture strength. Such ultra high strength low alloy steels preferably contain less than about 3 wt. % nickel, preferably less than about 2 wt. % nickel, and most preferably less than about 1 wt. nickel.

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 • · · ·Such steels must be weldable. These ultra-high strength low alloy steels facilitate the manufacture of containers for PLNG transport and significantly reduce the specific cost of steel, which is a commercially available alternative for aluminum or commercial nickel-containing steels (eg 9 wt% nickel). The steel used to make the containers according to the invention is preferably not tempered. However, tempered steel having adequate strength and fracture toughness can be used to make the storage tanks of the present invention.

9 9 9 9 9 • 9 9 9 99 9 9 9 • 9 9 9 9

9 9 9 9 99

9 9 9 99

9999 99 99 •4 ····9999 99 99 • 3 ····

9 9 9 9 • 9 9 9 99 9 9 9 •

9 9 9 9 99

9 9 9 99

99 9999 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.As will be appreciated by those skilled in the art, for the purpose of assessing fracture toughness and fracture control on a manufactured pipeline for transporting compressed liquids at cryogenic temperatures such as PLNG, a Charpy Notched Tensile Test (CVN) can be used, particularly at transition temperature from tensile to brittle. state (DBTT). For structural steels, DBTT separates two fracture modes. At temperatures below DBTT, the Charpy notch impact test shows a low-energy cleavage (brittle) fracture, while at temperatures above DBTT, it indicates a high-energy ductile fracture. Storage and transport containers made of welded steel for the aforementioned cryogenic temperatures must have a DBTT (as determined by the Charpy notch impact test) well below the design working temperature to avoid brittle fracture. Depending on the design, operating conditions and / or requirements of the classification group for which it is used, the corresponding DBTT temperature must be 5 to 30 ° C (9 to 54 ° F), below the working temperature.

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 • · « · »·«· ···· ··As will be appreciated by those skilled in the art, the operating conditions to be considered when designing storage tanks made of welded steel for the transport of compressed cryogenic liquids such as PLNG must include, inter alia, operating pressure and temperature, as well as other stresses on the steel. and welds (see glossary) work. To determine the fracture toughness of steels and welds, they can be used for standardized mechanical fracture measurements such as (i) the critical stress coefficient (K | _C ), which is the measurement of the plane fracture toughness, and (ii) the crack size change (CTOD) used to measure elastic-plastic fracture toughness, which are known to those skilled in the art. Sector codes generally accepted for the design of steel structures may be used to determine the allowable size of the container crack based on the fracture toughness of steels and welds (including HAZ) and the applied stress on the container, for example as specified in BSI's Guidance on Methods for Assessing the Acceptability of flaws in fusion welded structures', often referred to as' PD 6493: 1991 '. Experts can develop a refraction control program to mitigate the possible occurrence of refraction.

- 11 ·· 99- 11 ·· 99

9 9 9 9 9 99 9 9 9 9

9 · · · · · • · 4·»··· • 9 9 9 9 9 9 99 9 10 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“.99 99 99 fractures by (i) appropriate container design to minimize stresses, (ii) proper manufacturing quality controls to minimize defects, (iii) proper checks of container load cycles, and (iv) proper inspection program to reliably detect cracks and defects stack. The philosophy that is preferred according to the system of the present invention is a "leak detection over failure" known to those skilled in the art. Here, these considerations are generally referred to as the "known principles of fracture mechanics".

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.In accordance with known fracture mechanics principles, an example of a procedure for calculating a critical crack depth for a given crack length for use in creating a fracture control plan to prevent fractures in a pressure vessel such as a storage container according to the present invention is given below.

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:Giant. 5B shows a crack of length 315 and depth 310. The curve 300 of PD 6493 shown in FIG. 5A is used to calculate critical crack size values based on the following design values:

Průměr nádoby: 4,57 m (15 stop)Vessel diameter: 4.57 m (15 feet)

Tloušťka stěny nádoby: 25,4 mm (1,00 palec)Container wall thickness: 25.4 mm (1.00 inch)

Návrhový tlak: 3445 kPa (500 psi)Design pressure: 3445 kPa (500 psi)

Povolené obvodové napětí: 333 MPa (48,3 ksi)Permitted circuit voltage: 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.For the purpose of this example, a crack surface length of 100 mm (4 inches), e.g., a peripheral crack located in the weld seam, is evaluated. Referring to Fig. 5A, curve 300 shows a value for the critical crack depth as a function of fracture toughness CTOD and internal stress, for the internal stress level of 15, 50, and 100 percent stresses for the ultimate deflection. Internal stress may be caused by manufacturing or welding; and PD6493 recommends the use of an internal stress value corresponding to 100% of the permanent deformation stress in the weld (including the HAZ weld) unless the weld stress is removed by technology such as post-heat treatment (PWHT) or mechanical stress relief.

- 12 ·· *· • · · · • » · • 4 · · • · · ···· ·· • · · • · · • · 4 • · · · ·· «· ·· ·»·· ·· ·· • · · · • · · ·- 12 · 4 · 4 · 4 · 4 · 4 · 4 · 4 · 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.Based on the fracture toughness of the CTOD steel at the minimum operating temperature, vessel welding procedures can be established to reduce internal stresses and a control program (for both initial and in-service inspection) can be established to detect and measure cracks to compare with critical size values cracks. In this case, if the steel at a minimum operating temperature (measured on laboratory samples) has a CTOD toughness of 0.025 mm and the internal stress is reduced to 15 percent of the stress strain limit, the critical value of the crack depth is approximately 4 mm (see point 320 in fig). 5A). By following a similar calculation method known to those skilled in the art, it is possible to determine the critical crack depth for different crack lengths as well as for different crack geometries. Using this information, a quality control program and a control program (techniques, measurable crack dimensions, frequency) can be developed to ensure that cracks are detected and removed before the critical depth is reached or before the planned load is applied. Based on published empirical relationships between CVN, K | _C and fracture toughness CTOD generally corresponds to a CTOD of 0.025 mm CVN of about 37 J. However, this example does not limit the invention in any way.

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).The storage tanks of the present invention are preferably made of individual sheets of ultra-high strength low alloy steels. Joints, including weld joints for storage tanks, preferably have the same strength and toughness as ultra-high strength, low-alloy steel sheets. In some cases, at places where the container is less stressed, under-dimensioning of the strength within the order of 5 to 10% is possible. Joints with the desired properties of balanced strength and low-temperature toughness can be made by any joining technology. An exemplary connection technology is described in the Examples section herein. Preferred bonding techniques are shielded metal arc welding (GMAW) and inert gas (TIG) tungsten electrode welding. For some operating conditions (as described in the Examples), submerged arc welding (SAW), electron beam welding (EBW) and laser beam welding (LBW) can be used.

- 13 Závod PLNG- 13 PLNG plant

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.The accumulators described above enable the PLNG processing method of the present invention to produce a PLNG having a wide pressure range of about 1035 kPa (150 psia) to about 7590 kPa (1100 psia) and a temperature of about -123 ° C (-190 ° F). to about -62 ° C (-80 ° F). The PLNG is preferably manufactured and transported at pressures from about 1725 kPa (250 psia) to about 7590 kPa (1100 psia) and temperatures from about -112 ° C (-170 ° F) to about -62 ° C (-80 ° F). . More preferably, the PLNG is manufactured and transported at pressures ranging from about 2415 kPa (350 psia) to about 4830 kPa (700 psia) and temperatures ranging from about -101 ° C (-150 ° F) to about -79 ° C (-110 ° F). Most preferably, the lowest pressure and temperature value of PLNG is about 2760 kPa (400 psia) and about 96 ° C (-140 ° F). The ranges and combinations of ideal temperatures and pressures that are preferred depend on the composition of the natural gas to be liquefied and the economic assumptions. The skilled artisan will determine the effect of composition parameters using appropriate industry standards and / or equilibrium boiling point calculations. The skilled practitioner will determine and analyze the impact of various economic assumptions according to the relevant industry standards. The economic impact is, for example, that when the temperature of the PLNG is lowered, the cooling power demand increases; a lower temperature at an increased PLNG pressure will also increase the density of PLNG and thus reduce the transport volume. As the temperature of the PLNG rises and the pressure rises, more steel is needed for storage and transport tanks, but cooling costs will decrease and plant efficiency will increase.

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 • ·The following description focuses on the economic advantageous differences of the system of the present invention as compared to a conventional LNG processing system. Giant. 2 schematically illustrates an exemplary PLNG processing plant according to the present invention. Giant. 1 schematically illustrates an exemplary LNG processing plant in a conventional manner. As shown in FIG. 1, an exemplary LNG processing plant consists of a power supply apparatus in a conventional manner.

- 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.14 of the supplied gas 62, the gas treatment plant 52, the mercury dehydration and mercury removal plant 56. the refrigeration plant 63, the scrubber 64, the fractionation plant 65, the liquefaction plant 66 and the nitrogen removal plant 54. In the processing plant of the present invention, several steps used in a conventional LNG plant can be omitted, thereby greatly reducing the energy required to liquefy natural gas. In the PLNG process, the natural gas that is consumed in the conventional LNG process to generate energy is converted into PLNG capable sales. Referring to FIG. 2, PLNG processing includes the following steps: (i) feed gas supply apparatus 10 for liquid hydrocarbon removal, (ii) dehydration apparatus 12, and (iii) liquefaction apparatus 14. Expander 16 and fractionation apparatus can be used to produce refrigerants for Any part or all of the refrigerant required for liquefaction 14 may be obtained from other sources. Well known cooling techniques can be used to achieve the desired low temperatures for PLNG. Such processes may, for example, be a refrigeration cycle using a single refrigerant, a multi-component refrigerant, a cascade cycle, or combinations thereof. In addition, expansion turbines can be used in the cooling process. Compared to a conventional LNG plant at the PLNG plant of the present invention, there is a significant reduction in cooling power, reduced investment costs, proportionally lower operating costs, and increased efficiency and reliability, thereby improving the economy of liquefied natural gas production.

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 · · · · · ·A comparison of the PLNG production plant of the present invention with a conventional LNG process will be described below. As shown in Figures 1 and 2, the liquefaction temperatures of the PLNG 8 plant (Figure 2) are higher than those of a conventional LNG plant 50 (Figure 1) (which produces LNG at a temperature of about -162 ° C (-260 ° F) and atmospheric pressure) there are no devices on • •

- 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.Gas treatment 52 (Fig. 1) to remove the freezing constituents such as carbon dioxide, npentane and benzene, required in the conventional LNG 50 plant, required at the PLNG 8 plant, as these normally occurring components do not normally freeze to cause jamming problems in the PLNG plant due to this higher operating temperature. If PLNG 8 processes natural gas with unusually high levels of carbon dioxide, sulfur, pentane or benzene containing compounds, some treatment plants may be added as needed. In addition, in a conventional LNG 50 plant, nitrogen must be removed (in a nitrogen removal facility) as it does not remain in the liquid phase during transport of a conventional LNG at atmospheric pressure. An adequate amount of nitrogen does not have to be removed at the PLNG 8 plant, because in this case it remains in the liquid phase with the liquefied hydrocarbons at operating pressures and temperatures. In addition, mercury is removed in a conventional LNG 50 plant (mercury removal plant 56). Because the PLNG 8 works at much higher temperatures than the conventional LNG 50, aluminum materials and mercury removal equipment are not usually required for PLNG 8 tanks, pipes and other equipment and mercury removal equipment is not usually needed at PLNG 8. Where the composition of natural gas permits, the possibility of bypassing gas treatment, nitrogen and mercury removal facilities offers considerable technical and economic benefits.

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.At the operating pressures and temperatures preferred according to the present invention, steel with 3.5 wt. nickel, compared to the LNG 50 plant, where much more expensive steel with a nickel content of 9 wt. or aluminum. This provides a further cost reduction at PLNG 8 compared to a regular LNG plant. For the production of pipelines and associated components (eg flanges, valves and fittings), pressure vessels and other equipment of the PLNG 8 plant, low-alloy steels with adequate strength and fracture toughness are preferably used under the operating conditions of the PLNG 8 plant and gain additional economic benefits.

Opět podle obr. 1, LNG vyrobený v běžném závodě LNG 50 je skladován v jednom nebo více akumulačních zásobnících 51 poblíž exportního terminálu. Nyní podleReferring again to FIG. 1, an LNG produced in a conventional LNG 50 plant is stored in one or more storage tanks 51 near the export terminal. Now by

- 16 9 9- 17 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.FIG. 2, the PLNG produced at the PLNG plant 8 may be stored in one or more storage tanks 9 made of the ultra high strength low alloy steel of the present invention near the export terminal. According to another aspect of the present invention, the PLNG produced at the PLNG 8 plant may be transferred to one or more shipping storage tanks 9 made of the ultra high strength low alloy steel of the invention on PLNG shipping containers as described below.

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.The PLNG plant of the present invention can be used as a balancing center for the storage of natural gas in the form of PLNG. A conventional LNG import terminal receives LNG from ships, stores LNG, and gasses it to the grid. Stored LNG produces by heating steam (“evaporators”). This evaporated portion - evaporator - is withdrawn from the LNG storage tank and fed to the grid along with the evaporated LNG. During low demand, this evaporator may exceed the volume of network requirements. In this case, the evaporator is mostly re-liquefied and stored as LNG until the time of re-collection. According to the present invention, the evaporator can be re-liquefied to PLNG and stored until high consumption occurs. At other times, companies that provide gas for domestic or work-space heating customers receive, for example, reserve gas for these customers for peak hours of LNG evaporation. Using the present invention, companies can obtain a reserve gas for customers for peak hours of PLNG evaporation. Using PLNG in balancing centers may be more economical than in LNG plants.

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

- 17 • ·· · ·· ·· ·· ··- 17 • ··· ·· ·· ··

Přepravní nádoby/lodě PLNGTransport containers / ships 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.The PLNG shipping containers of the present invention are storage tanks made of ultra-high strength low alloy steels as described above. The PLNG shipping containers are preferably seagoing vessels / ships, eg a ship sailing from the PLNG export terminal to the PLNG import terminal. PLNG has a density slightly lower than conventional LNG. PLNG usually has a density of 75% or less of the density of conventional LNG. According to the present invention, a fleet with a total capacity of 125% or more than a conventional LNG fleet allows to carry an increased amount of more efficient plants, as well as an increased volume for a lower density. Giant. Figures 3A, 3B and 3C illustrate, by way of example, a high capacity ship constructed for the transportation of PLNG. This exemplary vessel 30 has 48 cylindrical cylindrical accumulators 32 with hemispherical or ellipsoidal fronts. The containers may also be spherical. The number and dimensions of containers depend on the actual tensile strength of ultra high strength low alloy steel, the wall thickness of the containers and the design pressure, as is known to those skilled in the art.

Lodě PLNG jsou lacinější než lodě LNG a mají značně vyšší přepravní kapacitu než největší lodě vozící běžný LNG.PLNG ships are cheaper than LNG ships and have considerably higher carrying capacity than the largest ships carrying regular 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.According to a preferred embodiment of the present invention, the PLNG containers are at a temperature of about -101 ° C (-150 ° F) to a temperature of about -79 ° C (-110 ° F), and this requires some insulation. Conventional commercially available insulating materials with good low temperature insulating properties may be used.

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 zákazníkShip design for PLNG offers flexibility for various alternatives to meet customer requirements and minimize costs as described in more detail in the import terminal discussion. The ship can be designed for a certain capacity either by adding or removing PLNG containers. It can be designed for fast loading and unloading of PLNG (usually 12 hours) or for slower loading and unloading up to the speed provided by the factory. If the customer

- 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.Required to reduce import costs to a minimum, the PLNG ship may be designed to have an evaporator on board to deliver gas directly to the customer, as shown in Figures 4A, 4B and 4C. An example of a ship on PLNG 40 has forty-four storage tanks 42 and an evaporator installed on ship 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.PLNG ships offer advantages over conventional LNG ships. Such advantages are, for example, higher transport capacity, lower costs, the ability to more easily adapt the transport capacity to customer requirements, the ability to transport PLNG in liquid form or gas from the ship directly for vapor delivery, lower pumping costs because PLNG has higher pressure (approximately 2415 kPa) (350 psia) to about 4830 kPa (700 psia) under preferred conditions) as opposed to atmospheric pressure (about 100 kPa (14.7 psia)) for conventional LNG and shorter production time for storage tanks and associated piping , which can be prepared and shipped in advance to minimize ship work.

Exportní a importní terminály PLNGPLNG export and import terminals

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.The PLNG export terminal can have a dock, storage tanks and transport pumps. The PLNG import terminal can include a dock, storage tanks and transport pumps and an evaporator. The storage tanks in the export terminal and the import terminal are preferably made of ultra high strength low alloy steels having adequate strength and fracture toughness under the operating conditions of the PLNG system of the invention including pressures and temperatures.

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 • 9Storage tanks in the PLNG export terminal and / or the PLNG import terminal may alternatively be omitted. In PLNG systems that do not have storage tanks in the export terminal, the produced PLNG is transferred directly from the PLNG plant to transport storage tanks on board the PLNG transport ships. In PLNG systems without storage tanks in the import terminal, this import terminal has the necessary evaporator, or each PLNG fleet has on board • 9

- 19 9999 99 99 • · 9 9 9 9 • · 9 9 9 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.9 9 9 9 9 9 alternatively standard evaporator for direct transfer of PLNG to gas pipeline in the form of gas. In those cases where neither the PLNG export terminal nor the PLNG import terminal has accumulation tanks, for example, if two more shipping ships are added to the fleet beyond the normal number used to transport and supply PLNG to the market, they use an export and import terminal. While other PLNG cargo ships are on the way, one additional PLNG cargo ship is anchored at the export terminal and is either filled or stored by PLNG and another cargo ship anchored at the import terminal and delivers PLNG directly to the market. As regards evaporators on transport ships, they can anchor at sea, for example, at individual port anchor pilots (SALMs). These alternatives are economically advantageous over conventional LNG systems and can significantly reduce the costs of export and import centers.

Příklady provedeníExamples

Příklad akumulačních zásobníků PLNGExample of PLNG storage tanks

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).As mentioned above, the containers for the storage and transportation of PLNG according to the present invention are preferably made of ultra high strength low alloy steel sheets containing less than 9% by weight. and having a tensile strength exceeding 830 MPa (120 ksi). For the production and storage of the PLNG containers according to the present invention according to the principles of fracture mechanics, as explained above, ultra high strength low alloy steel having sufficient strength to be able to contain PLNG under operating conditions can be used. Such steel preferably has a DBTT of less than about -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 ·· ·· • · • ·* ·· • ♦ · · · * · · · • · · · · · • · · · · • · ·«Recent advances in steel technology have made it possible to manufacture new ultra-high strength low alloy steels with excellent toughness at cryogenic temperatures. For example, three US patents granted to Koo, et al., 5,531,842; 5,545,269; and 5,545,270 disclose new steels and methods of processing these steels into steel sheets having a strength of · · • pev · * * * * * * * * * * * * * * * * «

- 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“).- 20 thrusts of about 830 MPa (120 ksi), 965 MPa (140 ksi) and higher. The steels described herein and their processing methods have been improved and modified to allow the combination of a suitable composition and processing method to produce ultra high strength low alloy steels with excellent cryogenic temperature resistance in both the base steel and the heat stressed zone (HAZ) in welding. These ultra high strength low alloy steels increased the toughness value above the standard of commercially available ultra high strength low alloy steels. Enhanced steels are described in a pending U.S. provisional patent application entitled "Ultra High Strength Steels with Excellent Cryogenic Toughness", with priority date 19 December 1997 and US Patent Office ("USPTO") registered under provisional application number 60/068194; in a pending U.S. Provisional Patent Application entitled "Ultra High Strength Matured [ausaged] Steels with Excellent Cryogenic Temperature Toughness", with a priority date of December 19, 1997 and the US Patent Office ("USPTO") registered under Provisional Application Number 60/068252; in a pending U.S. Provisional Patent Application entitled "Ultra High Strength Two-Phase Steels with Excellent Cryogenic Toughness", with a priority date of December 19, 1997 and the US Patent Office ("USPTO") registered under Provisional Application Number 60/068816 (collectively designated " Patent applications of steels').

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).The novel steels described in the patent applications and further described by way of example are particularly suitable for making containers for the storage and transportation of PLNGs according to the invention, the steels having the following characteristics, preferably for steel plates having a thickness of 2.5 cm (1 inch) ) and thicker: (i) DBTT less than -73 ° C (-100 ° F), preferably less than about -107 C (-160 ° F) for base steel and weld zone (HAZ); (ii) a tensile strength greater than 830 MPa (120 ksi), preferably greater than 860 MPa (125 ksi), and most preferably greater than 900 MPa (130 ksi); (iii) excellent weldability; (iv) sufficiently homogeneous microstructure and cross-sectional properties; and (v) improved toughness above the commercially available normal value for ultra high strength low alloy steels. More preferably, these steels have a tensile strength greater than about 930 MPa (135 ksi) or greater than 965 MPa (140 ksi) or greater than 1000 MPa (145 ksi).

···· • ····· • ·

První příklad oceliThe first example of steel

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.) ·· • · • · ·· ····As mentioned above, the co-pending US Provisional Patent Application with priority date 19 December 1997 entitled "Ultra High Strength Steels with Excellent Cryogenic Temperature Toughness" and the US Patent Office ("USPTO") registered under Provisional Application Number 60/068194 discloses a description of steels suitable for use in the present invention. The method is intended for the preparation of ultra high strength microstructured steel sheets containing predominantly tempered fine-grained needle martensite, tempered fine-grained lower bainite or a mixture thereof, comprising the steps of: (a) heating the steel sheet to a sufficiently high temperature k (i) ) substantially homogenizing the steel sheet; (ii) substantially dissolving all of the niobium carbide and carbonitrides in the steel sheet; and (iii) forming fine austenitic grains in the steel sheet; (b) hot rolling the steel sheet onto the steel sheet through one or more passes through the rolling mill in the first temperature region in which austenite recrystallizes; (c) further hot rolling the steel sheet through one or more passes through the rolling mill in a second temperature region below T _nr and above the transformation temperature A _r3 ; (d) quenching the steel sheet at a cooling rate of 10 ° C per second to 40 ° C per second (18 ° F.s- ¹ to 72 ° F.s- ¹ ) up to a quench stop temperature below the transformation temperature M _s plus 200 ° C ( 360 ° F); (e) quenching the quenching; and (f) tempering the steel sheet at a tempering temperature of about 400 ° C (752 ° F) up to a transformation temperature A c1, preferably up to this temperature, but not including this transformation temperature A cc for a sufficiently long time to cause precipitation of the curing particles; ie one or more modifications of copper ε, Mo ₂ C or niobium and vanadium carbides and carbonitrides. The time required for precipitation of the curing particles depends primarily on the thickness of the steel sheet, the steel sheet composition and the tempering temperature, and can be determined by one skilled in the art. (See glossary of terms, predominantly for particle curing terms, temperature T _nr , transformation temperature Ar ₃ , M _s and Aci, and 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.To ensure toughness at ambient and cryogenic temperatures, the steel of this first example preferably has a microstructure consisting mainly of tempered fine-grained lower bainite, fine-grained acicular martensite or a mixture thereof. Preferably, the formation of brittle components such as upper bainite, twin martensite and MA is minimized. As used herein, the term "predominantly" refers to at least 50% by volume. Better if the structure comprises at least 60% to 80% by volume of a finely divided fine bainite, finely granular acicular martensite or mixtures thereof. Most preferably, the microstructure comprises at least 90% by volume of the finely divided lower bainite, the finely divided acicular martensite, or a mixture thereof. Best of all, the microstructure contains 100% by volume of finely divided acicular martensite.

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:The steel sheets processed according to this first example are made to order and consist, for example, of iron and other alloying elements of the composition shown in Table I below:

• · ··· · • ·• · ··· ·

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

Tabulka I Table I Legující prvek Alloying element Rozsah (% hmot.) Range (% w / w) uhlík (C) carbon (C) 0,04 až 0,12, lépe 0,04 až 0,07 0.04 to 0.12, preferably 0.04 to 0.07 mangan (Mn) Manganese (Mn) 0,5 až 2,5, lépe 1,0 až 1,8 0.5 to 2.5, preferably 1.0 to 1.8 nikl (Ni) Nickel (Ni) 1,0 až 3,0, lépe 1,5 až 2,5 1.0 to 3.0, preferably 1.5 to 2.5 měď (Cu) copper (Cu) 0,1 až 1,5, lépe 0,5 až 1,0 0.1 to 1.5, preferably 0.5 to 1.0 molybden (Mo) molybdenum (Mo) 0,1 až 0,8, lépe 0,2 až 0,5 0.1 to 0.8, preferably 0.2 to 0.5 niob (Nb) niobium (Nb) 0,02 až 0,1, lépe 0,03 až 0,05 0.02 to 0.1, preferably 0.03 to 0.05 titan (Ti) titanium (Ti) 0,008 až 0,03, lépe 0,01 až 0,02 0.008 to 0.03, preferably 0.01 to 0.02 hliník (Al) aluminum (Al) 0,001 až 0,05, lépe 0,005 až 0,03 0.001 to 0.05, preferably 0.005 to 0.03 dusík (N) nitrogen (N) 0,002 až 0,005, lépe 0,002 až 0,003 0.002 to 0.005, preferably 0.002 to 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.Vanadium (V) is sometimes added to the steel preferably up to a concentration of about 0.10% by weight. and preferably from about 0.02 wt.% to about 0.05 wt.

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.Chromium (Cr) is sometimes added to the steel preferably up to a concentration of about 1.0% by weight. and more preferably from about 0.2 wt.% to about 0.6 wt.

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.Silicon (Si) is sometimes added to the steel preferably up to a concentration of about 0.5% by weight. and more preferably from about 0.01 wt% to about 0.05 wt%, but most preferably from about 0.05 wt% to 0.1 wt%.

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.Boron (B) is sometimes added to the steel preferably up to a concentration of about 0.0020 wt%, and more preferably from about 0.0006 wt% to about 0.0010 wt%.

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 obsahThe steel preferably contains at least 1 wt. nickel. The nickel content of the steel can be increased above 3% by weight if this improves the parameters after welding. The addition of each 1 wt% nickel is expected to reduce the DBTT of the steel by 10 ° C (18 ° F). It is preferred that the nickel content is less than 9% by weight, more preferably less than 6% by weight. The nickel content is minimized mainly to reduce the cost of steel. If the content

99999999

99

- 24 99 99 • · · · · · · · • · · · ·»·· • · · * · 9 · ·· · • · · 9 9 9 9 9 9 9 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.9999 99 nickel increases above about 3% by weight, the manganese content can be reduced below about 0.5% by weight. up to 0.0 wt. Broadly speaking, it is preferred that the manganese content be up to about 2.5% by weight.

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.As far as possible, the remaining elements are minimized in the steel. The phosphorus (P) content is preferably less than 0.01 wt%. The sulfur content (S) is preferably less than 0.004% by weight. The oxygen content (O) is preferably less than 0.002% by weight.

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.The steel treatment process of this first example will be described in more detail by forming steel sheets having the composition described herein: the sheets are heated to a temperature of about 955 ° C to about 1065 ° C (1750 ° F to 1950 ° F); the sheets are hot rolled onto the sheet by one or more passes so that in the first temperature range, when austenite recrystallizes, a 30 to 70 percent reduction in thickness is achieved, i.e. approximately above T _nr , and the sheets are hot rolled in one or more passes to about 40 to 80% at a second region temperature below about T _nr and about above Ar3 transformation temperature. The hot rolled sheets are then quenched at a rate of about 10 ° C per second to 40 ° C per second (18 ° F.s ^-1 to 72 ° F.s ^-1 ) to a suitable QST (as defined in the glossary) approximately below the transformation temperature M _s plus 200 ° C (360 ° F) when quenching ends. In one case of this first example, the steel sheet is then allowed to cool to ambient temperature. This procedure is used to form a microstructure consisting mainly of fine-grained acicular martensite, fine-grained lower bainite, or a mixture thereof, but it is better if it contains 100% fine-grained acicular martensite.

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, vedeThe directly hardened martensite in the steels of the first example has high strength, but its toughness can be improved by tempering at a suitable temperature of approximately 400 ° C (752 ° F) up to a transformation temperature of Ac. resulting from hardening, which in turn leads to an improvement in toughness. While tempering can improve the toughness of steel, it leads

- 25 999 9 99- 25,999 9,99

99999999

9 99 9

9 9 · • · · ·9 9

9 9 9 99

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.9 9 9 normally leads to a considerable loss of strength. In the present invention, the usual strength loss due to tempering is compensated by the effect of dispersion precipitation hardening. Dispersion hardening caused by fine copper precipitate and mixed carbides and / or carbonitrides is used to optimize strength and toughness during tempering of the martensitic structure. The unique composition of the steels of this first example allows tempering in a wide range from about 400 ° C to about 650 ° C (750 ° F to 1200 ° F) without any significant loss of hardening strength. The steel sheets are preferably tempered at a tempering temperature of from above about 400 ° C (752 ° F) to below the transformation temperature Aci for a sufficiently long time to cause precipitation of the curing particles (as defined herein). This procedure facilitates the transformation of the microstructure of the steel sheets into a predominantly tempered fine-grained needle martensite, a tempered fine-grained lower bainite, or a mixture thereof. The time sufficient to cause precipitation of the curing particles again depends mainly on the thickness of the steel sheet, the steel composition and the tempering temperature which can be determined by the skilled person.

Druhý příklad oceliThe second example of steel

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 vAs discussed above, the U.S. Provisional Patent Application pending Priority Date 19 December 1997 entitled "Ultra High Strength Ausaged Steels with Excellent Cryogenic Toughness" and USPTO registered under provisional application number 60/068252 discloses a description of other steels suitable for use in the present invention. The process provides for the preparation of ultra-high strength microlaminar microstructured steel sheets containing from about 2% to about 10% by volume of a film-like austenite and from about 90% to about 98% by volume of predominantly fine-grained needle martensite and fine-grained lower bainite. (a) heating the steel sheet to a sufficiently high temperature to (i) substantially homogenize the steel sheet, (ii) dissolving substantially all of the niobium and vanadium carbides and carbonitrides contained in the steel sheet;

- 26 • 4 44- 26 • 44

4944 • 4 44944 • 4 4

4 44 4

4 44 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).4944 44 • 4 4 4 4 4 • I 44 • 4 94 • 4 4 9 • 4 4 4 * 4 4 4 9 • 4 4 9 • 4 44 steel sheet and (iii) forming austenitic fine seed grains in the steel sheet; (b) hot rolling the steel sheet onto the steel sheet through one or more passes through the rolling mill in the first temperature region in which austenite recrystallizes; (c) further hot rolling of the steel sheet through one or more passes through the rolling mill in a second temperature range below T _nr and above a transformation temperature of Α _Γ 3; (d) quenching the steel sheet at a rate of about 10 ° C per second to about 40 ° C per second (18 ° F to 72 ° F) up to a quench stop temperature (QST) that is below the transformation temperature M _s plus 100 ° C (180 ° F) and approximately above the transformation temperature M _s ; and (e) quenching the quenching. In one instance, the method of this second steel example further comprises the step of allowing the steel sheet to cool in air from the QST temperature to the ambient temperature. Alternatively, the method of this second steel example further comprises the step of leaving the steel sheet at an isothermal temperature QST for 5 minutes before it begins to air cool to ambient temperature. In yet another case, the method of this second steel example further comprises the step of slowly cooling the steel sheet with a QST temperature of less than 1.0 ° C per second (1.8 ° F.s ^-1 ) for up to 5 minutes before allowing it to cool. in air to ambient temperature. In yet another case, the method of the invention further comprises the step of slowly cooling the steel sheet with a QST temperature of less than 1.0 ° C per second (1.8 ° Fs ¹ ) for up to 5 minutes before allowing it to cool in air. to ambient temperature. This treatment facilitates the transformation of the microstructure of the steel sheet to about 2 vol% to 10 vol% of the film-like austenite and about 90 vol% to 98 vol% predominantly fine-grained needle martensite and fine-grained lower bainite. (See glossary of terms, mainly concerning the terms temperature Τ _ηΓι and transformation temperature Ar ₃ and 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.In order to ensure toughness at ambient and cryogenic temperatures, the needles in the microlaminar microstructure must preferably consist of lower bainite or martensite. It is best to minimize the formation of brittle components such as upper bainite, twin martensite and MA. As used in this second example and in the claims, the term "predominantly" means at least 50% by volume.

♦ · ··«· ·· ·· • * w · • © · « · · · • · · ·©·· ·· • · · » · © • · · • · · · ·· ·· © · © © • © © © • · © · · • · · © ©· ··W · w w w w w w w w w w w w w w w w w © w w © w w w w w 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.The remaining microstructure may contain another fine-grained lower bainite, another fine-grained needle martensite or ferrite. Preferably, the structure comprises at least about 60 vol% to about 80 vol% lower bainite or acicular martensite. More preferably, the microstructure contains at least about 90% by volume of lower bainite or acicular martensite.

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:The steel sheets processed according to this second example are made to order and are characterized in that, in one example, they contain iron and other alloying elements preferably having the composition shown in Table II below:

Tabulka IITable II

Legující prvky uhlík (C) mangan (Mn) nikl (Ni) měď (Cu) molybden (Mo) niob (Nb) titan (Ti) hliník (Al) dusík (N)Alloying elements carbon (C) manganese (Mn) nickel (Ni) copper (Cu) molybdenum (Mo) niobium (Nb) titanium (Ti) aluminum (Al) nitrogen (N)

Rozsah (% hmot.)Range (% w / w)

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 0,0030.04 to 0.12, preferably 0.04 to 0.07 0.5 to 2.5, more preferably 1.0 to 1.8 1.0 to 3.0, more preferably 1.5 to 2.5, 1 to 1.0, preferably 0.2 to 0.5 0.1 to 0.8, more preferably 0.2 to 0.4 0.02 to 0.1, more preferably 0.02 to 0.05 0.008 to 0, 03, preferably 0.01 to 0.02 0.001 to 0.05, more preferably 0.005 to 0.03 0.002 to 0.005, more preferably 0.002 to 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.Chromium (Cr) is sometimes added to the steel preferably up to a concentration of about 1.0% by weight. and more preferably from about 0.2 wt.% to about 0.6 wt.

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.Silicon (Si) is sometimes added to the steel preferably up to a concentration of about 0.5% by weight. and preferably from about 0.01 wt. % to about 0.5 wt.%, but preferably from about 0.05 wt. % to 0.1 wt.

• · • ·• · • ·

- 28 • · · • · · · <- 28 <<

• · · · · I ···· ·· e> · ·· ·· • · · · « • · · · 4 • · · · · I• I ··················· I · 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.Boron (B) is sometimes added to the steel preferably up to a concentration of about 0.0020 wt%, and more preferably from about 0.0006 wt% to about p.0010 wt%.

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 % hmotThe steel preferably contains at least 1 wt% nickel. The nickel content of the steel can be increased above 3% by weight if this improves the parameters after welding. It is assumed that the addition of each 1 wt. Nickel lowers DBTT steels by 10 ° C (18 ° F). It is preferred that the nickel content is less than 9% by weight, more preferably less than 6% by weight. The nickel content is minimized mainly to reduce the cost of the steel. If the nickel content increases above about 3 wt%, the manganese content can be reduced below about 0.5 wt%. up to 0.0 wt. Broadly speaking, it is preferred that the manganese content be up to about 2.5% by weight

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.As far as possible, the remaining elements are minimized in the steel. The phosphorus (P) content is preferably less than 0.01 wt%. The sulfur content (S) is preferably less than 0.004% by weight. The oxygen content (O) is preferably less than 0.002% by weight.

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 • · • ·The steel treatment process of this second example will be described in more detail by forming steel sheets having the composition described herein: the sheets are heated to a temperature of about 955 ° C to about 1065 ° C (1750 ° F - 1950 ° F); the sheets are hot rolled onto the sheet by one or more passes so as to achieve a 30 to 70 percent reduction in thickness in the first temperature region when austenite recrystallizes, i.e. above approximately T _nr, and further the sheets are rolled in one or more passes heat to about 40 to 80% at a second region temperature below about T _nr and above a transformation temperature of Ar3. The hot rolled sheets are then quenched at a rate of about 10 ° C per second to 40 ° C per second (18 ° F.s ^-1 to 72 ° F.s ^-1 ) to a suitable QST temperature below approximately the transformation temperature M _s plus 100 ° C (180 ° F). ), and above the transformation temperature M _s when quenching is complete. In one case of this second example, the steel sheet is allowed to cool from QST to ambient temperature after quenching. In another case of this second steel example, the steel sheet is left after quenching.

- 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).- for some time at isothermal temperature at QST, preferably within about 5 minutes, and then allowed to cool in air to ambient temperature. In yet another case, after quenching, the steel sheet is allowed to cool more slowly than normal air cooling occurs, i.e. at a rate of 1 ° C per second (1.8 ° F.s ^-1 ), preferably for up to about 5 minutes. In yet another case, the steel sheet is allowed to cool from QST at a slower rate than normal air cooling, i.e. a temperature drop of 1 ° C per second (1.8 ° Fs ¹ ), preferably for up to about 5 minutes. In the latter case of this second steel example, the transformation temperature M _{s is} about 350 ° C (662 ° F) and hence the transformation temperature M _s plus 100 ° C (180 ° F) is about 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.The steel sheet may be held substantially isothermally on the QST by any suitable method known to those skilled in the art, such as placing a thermal mat over the steel sheet. The steel sheet may be cooled slowly after quenching by any suitable method known to those skilled in the art, such as placing an insulating mat over the steel sheet.

Třetí příklad oceliThe third example of steel

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 ocelovýAs discussed above, the previously pending US patent application with priority date 19 December 1997 entitled "Ultra High Strength Two-Phase Steels with Excellent Cryogenic Toughness" and USPTO registered under application number 60/068816 discloses a description of steels suitable for use according to the present invention. invention. This method provides the preparation of ultra-high strength two-phase steel sheets with a microstructure containing from about 10 vol% to 40 vol% of the first phase, which is substantially 100 vol% ferrite (i.e., substantially pure or "base") and approximately from 60% by volume to 90% by volume of the second phase of predominantly fine needle martensite, fine-grained lower bainite or a mixture thereof, and that the process comprises the steps of: (a) heating the steel sheet to a sufficiently high temperature to (i) substantially homogenize the steel (ii) substantially dissolving niobium and vanadium carbides and carbonitrides in the steel sheet; and (iii) forming fine austenitic seed grains in the steel sheet; (b) hot rolling the steel sheet to steel

- 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.)- 30 ·· ·· ·· ·· sheet through one or more passes through the rolling stand in the first temperature range in which austenite recrystallizes; (c) further hot rolling of the steel sheet through one or more rolling mill passes in the second temperature region below T _nr and above the transformation temperature Α _Γ 3ί (d) further hot rolling of the steel sheet through one or more rolling mill passes in the third temperature region below the transformation temperature Ar ₃ and above the transformation temperature Αη (ie the region of the Intercritical Temperature); (e) quenching said steel sheet at a rate of from about 10 ° C per second to about 40 ° C per second (18 ° F.sec ' ¹ to 72 ° F.sec' ¹ ) to a quench stop temperature (QST) that preferably below the transformation temperature M _s plus 200 ° C (360 ° F); and (e) stopping said quenching. In another case of this third steel example, QST will preferably be below approximately the transformation temperature M _s plus 100 ° C (180 ° F), and more preferably below approximately 350 ° C (662 ° F). In one case of this third steel example, the steel sheet may be allowed to cool to ambient temperature after step (f). This treatment will facilitate the transformation of the steel sheet microstructure to about 10 vol% to 40 vol% of the first ferritic phase and from about 60 vol% to 90 vol% of the second phase with predominant fine-grained needle martensite, fine-grained lower bainite or mixtures thereof. (See glossary of definitions for temperature T _nr , and transformation temperature Ar ₃ and 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,To provide toughness at ambient and cryogenic temperatures, the second phase microstructure of the steel of this third example consists predominantly of fine-grained lower bainite, fine-grained acicular martensite or a mixture thereof. Preferably, formation of brittle components such as upper bainite, twinned martensite and MA in the second phase is substantially minimized. As used in this third example and in the claims, the term "predominantly" means at least 50% by volume. The remaining microstructure of the second phase may comprise further fine-grained lower bainite, another fine-grained needle martensite or ferrite. Preferably, the second phase microstructure comprises at least about 60 vol% to about 80 vol% lower bainite,

jehlicového martenzitu nebo jejich směsi. Ještě lepší je, pokud mikrostruktura druhé fáze obsahuje nejméně přibližně 90 % obj. dolního bainitu, jehlicového martenzitu nebo jejich směsi.acicular martensite or mixtures thereof. More preferably, the second phase microstructure comprises at least about 90% by volume of lower bainite, acicular martensite, or a mixture thereof.

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:The steel sheets processed according to this third example are made to order and are characterized in that, in one possible case, they contain iron and other alloying elements preferably having the composition given in Table III below:

Tabulka IIITable III

Legující prvek uhlík (C) mangan (Mn) nikl (Ni) niob (Nb) titan (Ti) hliník (Al) dusík (N)Alloying element carbon (C) manganese (Mn) nickel (Ni) niobium (Nb) titanium (Ti) aluminum (Al) nitrogen (N)

Rozsah (% hmot.)Range (% w / w)

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 0,0030.04 to 0.12, preferably 0.04 to 0.07 0.5 to 2.5, more preferably 1.0 to 1.8 1.0 to 3.0, more preferably 1.5 to 2.5, 02 to 0.1, preferably 0.02 to 0.05 0.008 to 0.03, more preferably 0.01 to 0.02 0.001 to 0.05, more preferably 0.005 to 0.03 0.002 to 0.005, more preferably 0.002 to 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.Chromium (Cr) is sometimes added to the steel preferably up to a concentration of about 1.0% by weight. and preferably from about 0.2 wt. % to about 0.6 wt.

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.Molybdenum (Mo) is sometimes added to the steel preferably up to a concentration of about 0.8% by weight. and preferably from about 0.1 wt. % to about 0.3 wt.

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.Silicon (Si) is sometimes added to the steel preferably up to a concentration of about 0.5% by weight. and preferably from about 0.01 wt. % to about 0.5 wt.%, but preferably from about 0.05 wt. % to 0.1 wt.

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.Copper (Cu) is sometimes added to the steel preferably in a concentration range of about 0.1% by weight. about 1.0 wt.%, preferably about 0.2 wt. % to about 0.4 wt.

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

- 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.Boron (B) is sometimes added to the steel preferably up to a concentration of about 0.0020% by weight. and preferably from about 0.0006% to about 0.0010% by weight.

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.The steel preferably contains at least 1 wt. nickel. The nickel content of the steel can be increased above 3% by weight if this improves the parameters after welding. It is expected that the addition of each 1 wt. Nickel reduces DBTT of steel by 10 ° C (18 ° F). It is preferred that the nickel content is less than 9% by weight, more preferably less than 6% by weight. The nickel content is minimized mainly to reduce the cost of the steel. If the nickel content increases above about 3 wt%, the manganese content can be reduced below about 0.5 wt%. up to 0.0 wt. Broadly speaking, it is preferred that the manganese content be up to about 2.5% by weight.

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.The remaining elements in the steel are minimized as far as possible. The phosphorus (P) content is preferably less than 0.01 wt%. The sulfur content (S) is preferably less than 0.004% by weight. The oxygen content (O) is preferably less than 0.002% by weight.

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 ·The steel treatment process of this third example will be described in more detail by forming steel sheets having the composition described herein: the sheets are heated to a temperature of about 955 ° C to about 1065 ° C (1750 ° F to 1950 ° F); the sheets are hot rolled onto the sheet by one or more passes so as to achieve a 30 to 70 percent reduction in thickness in the first temperature range when austenite recrystallizes, i.e. approximately above T _nr, and hot sheets are rolled in one or more passes to about 40 to 80% at a second region temperature below about T _nr and above the transformation temperature of Ar ₃ and rolling is terminated with one or two passes through the mill to about 15% to 50% in the intercritical temperature region about below transformation temperature Ar ₃ and above transformation temperature Ar. The hot rolled sheets are then quenched at a rate of about 10 ° C per second to 40 ° C per second (18 ° F.s ^-1 to 72 ° F.s ^-1 ) to a suitable QST temperature preferably below approximately the transformation temperature M _s plus 200 ° C (360 ° C). F), in which quenching ends. In another instance of the present invention, QST is preferably below approximately the transformation temperature M _s plus 100 ° C (180 ° F), and more preferably below approximately 350 ° C (662 ° F). In one case of this 9 9 9 9 9 9

9 9 9 9 9 9 9 9 99 9 9 9 9

- 33 •999 99 třetího příkladu oceli se ocelový plech po ukončeném kalení ponechá ochladit na vzduchu na okolní teplotu.- 33 • 999 99, after the quenching, the steel sheet is allowed to cool to ambient temperature in air.

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.In the three steel examples above, it is preferred that the nickel content is less than about 3.0 wt%, preferably less than about 2.5 wt%, even more preferably less than about 2.0 wt%, but most preferably less than about 1.8 wt% to minimize the cost of steel because nickel is an expensive alloy.

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.Other suitable steels in connection with the present invention are described in other publications describing ultra high strength, low alloy steels containing less than about 1% nickel and having a tensile strength greater than 830 MPa (120 ksi) and excellent low temperature toughness. Such steels are described, for example, in European patent application published February 5, 1997 with International Application Number PCT / JP96 / 00157 and International Patent Publication No. WO 96/23909 (August 8, 1996 Gazette 1996/36) (such steels preferably having a copper content of 0 , 1 wt.% To 1.2 wt.%), And in U.S. patent application still pending at priority date July 28, 1997 entitled &quot; Ultra High Strength Weldable Steels with Excellent Ultra Low Temperature Toughness &quot; 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 * · ··· · · · ·· • « · · · « · · « · · • · · · · · ···· * ♦ · · · · · · · ·· · • «· ···· ···· ···· ·· ·· ·· ·· ·»For all steels referred to above, as is known to those skilled in the art, the term &quot; thickness reduction percent &quot; as used herein refers to the percent thinning of the steel sheet or sheet compared to the state prior to the thinning referred to. By way of illustration only, without limiting the invention, a steel sheet of approximately 25.4 cm (10 inches) thick may decrease by approximately 50% (50 percent reduction) in the first temperature region to approximately 12.7 cm (5 inches). then thinning approximately 80% (80 percent reduction) in the second temperature range to a thickness of approximately 2.5 cm (1 inch). Again, by way of explanation only, without limiting the invention, a steel sheet of approximately 25.4 cm (10 inches) thick may decrease by approximately 30% (30 percent reduction) in the first temperature region to a thickness of approximately 17.8 cm ( 7 inches), then shrink by approximately 80% (80 percent reduction) in the second temperature range to a thickness of approximately 3.6 cm (1.4 inches) and then * · ··· · · · · · · · · · ♦ ♦ ♦ «« «« «· · · · · · · · · · »

- 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.- 34 reduce by approximately 30% (30 percent reduction) in the third temperature range to a thickness of 2.5 cm (1 inch). As used herein, the term "sheet" means a piece of steel of any size.

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.As will be understood by those skilled in the art, for any steel referred to above, the steel sheet is heated by suitable means to raise the temperature of a substantial portion of the entire sheet, preferably the entire sheet to the desired temperature, e.g. The appropriate heating temperature to be used for any of the above-mentioned steels of the appropriate composition can be determined by the skilled artisan either experimentally or by calculation on a suitable model. In addition, the furnace temperature and the heating time required to raise the temperature of a substantial portion of the entire sheet, preferably the entire sheet to the desired temperature, can be determined by one skilled in the art according to data from standard industry publications.

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.As will be understood by those skilled in the art, the temperature T _nr defining the boundary between the recrystallization region and the non-recrystallization region for any of the above steels depends on the chemical composition of the steel and in particular the reheat temperature before rolling, carbon content, niobium content and rolling attenuation. Those skilled in the art can determine these temperatures for each steel composition either experimentally or by calculation on a model. Similarly, the transformation temperatures Aci, Αη, Ar ₃ and M _{s referred} to herein can be determined by those skilled in the art either experimentally or by calculation on a model.

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)As will be understood by those skilled in the art, the temperatures to which reference is subsequently made in describing the process of the present invention, except for the reheating temperature to which the entire sheet is heated, are temperatures measured on the steel surface. For example, the surface temperature of the steel may be measured by an optical pyrometer or other suitable device for measuring the surface temperature of the steel. The cooling rate referred to herein refers to the center or location closest to the center of the sheet thickness; temperature at quenching stop (QST)

- 35 • 99 9 • 9 99- 35 • 99 9 • 9 99

9 9 ·9 9 ·

9 9 99 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.9999 ·· «· is the highest or substantially the highest temperature reached on the sheet surface after quenching because heat is transferred from the center of the sheet thickness. During the experimental determination of the heat of the steel composition according to the examples herein, the thermocouple is placed, for example, in the center or sufficiently in the center of the thickness of the steel sheet so that the center temperature can be measured and the surface temperature measured with an optical pyrometer. The correlation between the center temperature and the surface temperature is recorded, and this is used in the subsequent treatment of a material of the same composition or substantially the same composition, so that the center temperature is determined by the surface temperature. The desired temperature and quench liquid flow rate to accomplish the desired accelerated cooling can be determined by one skilled in the art according to standard reference industry publications.

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.One of ordinary skill in the art has the required knowledge and experience to utilize the information provided herein to produce ultra high strength low alloy steel sheets having suitable tensile strength and toughness for use in making the PLNG storage and shipping containers of the present invention. There are other suitable steels or will be developed later. All such steels are within the scope of the present invention.

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.The person skilled in the art has the required knowledge and experience to use the information herein to produce ultra-high strength low alloy steel sheets having a modified thickness compared to the examples of thicknesses herein so that the steel sheets so produced still have suitable high strength and cryogenic temperature toughness. for use in the systems of the present invention. One of ordinary skill in the art can utilize the information herein to produce 2.54 cm (1 inch) thick steel sheets and suitable high strength and suitability at cryogenic temperatures for use in making the storage tanks of the present invention. There are other suitable steels or will be developed later. All such steels are within the scope of the present invention.

• ·· · • · · ·♦ ·· • Λ 9 · · · · · 9 9 '9 9 9 9• 9 9 '9 9 9 9 9 9 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.- 36 The bins made of any suitable high strength low alloy steel described here, as well as any steel described in the example, are sized according to the needs of the PLNG project in which they will be used. To determine the decisive dimensions, container wall thicknesses, etc., those skilled in the art can use standard technical practices and appropriate references available in the art.

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).If biphasic steels are used to make the containers according to the invention, they are preferably processed in such a way that the time they are allowed to do for this purpose in the region of intercritical temperatures to form the biphasic structure passes before accelerated cooling or quenching. A preferred process is the formation of a two-phase structure during cooling of the steel between the transformation temperature Ar ₃ and the transformation temperature Αη. Another advantage of the steels used to make the containers of the present invention is that they have a tensile strength of greater than 830 MPa (120 ksi) and a BDTT of less than -73 ° (-100 ° C) after accelerated cooling or quenching, i.e. without any further processing requiring reheating of the steel such as tempering. More preferably, the tensile strength of the finished steels after quenching or cooling is greater than about 860 MPa (125 ksi) and even more preferably greater than about 900 MPa (130 psi). In some applications, steels having a tensile strength greater than about 930 MPa (135 ksi) or greater than about 965 MPa (140 ksi) or greater than about 1000 MPa (145 ksi) are preferred after quenching or cooling.

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.In containers requiring steel bending, e.g., cylindrical shape, the steel is preferably bent to the desired shape at ambient temperature in order to avoid adversely affecting the excellent toughness of the steel at cryogenic temperatures. If the steel has to be heated to achieve the desired shape after bending, it is preferably heated to a temperature of no more than about 600 ° C (1112 ° F) to maintain the beneficial effect of the steel microstructure as described above.

• · • · • ·• • •

- 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.As is well known to those skilled in the art, the desired variables of the PLNG container, eg dimensions, geometry, material thickness, etc., are dependent upon operating conditions such as internal pressure, operating temperature, etc. For most low temperature design requirements, important values of DBTT steel and welds. Toughness remains important for designs for slightly higher operating temperatures, but DBTT requirements will be somewhat milder. For example, if the operating temperature increases, the DBTT also increases.

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.Suitable methods for joining steel sheets are required for making the containers of the present invention. It seems that all bonding methods ensuring adequate strength and toughness according to the present invention are suitable. For the manufacture of containers according to the present invention, welding is preferred which ensures adequate strength and fracture toughness to allow the liquefied gas to be compressed in these containers. Such welding methods first require a suitable welding wire, a suitable usable gas, a suitable welding process and a suitable welding process. For example, both shielded metal arc welding (GMAW) and tungsten inert gas (TIG) welding, both known in the steel industry, can be used to join the steel sheets, provided that a suitable welding wire is used.

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 ·· ·· φφA first example of welding is a shielded metal arc welding (GMAW), which is used to make welds of iron-containing material and about 0.07 wt%. % of carbon, about 2.05 wt. % manganese, about 0.32 wt. % silicon, about 2.20 wt. % nickel, about 0.45 wt. about 0.56 wt. molybdenum, less than about 110 ppm phosphorus and less than 50 ppm sulfur. Welds are performed on steels such as the above steels using argon as a shielding gas containing less than 1% by weight. of oxygen. The welding heat input ranges from about 0.3 kJ.mm ^-1 to about 1.5 kJ.mm ^'1 (7.6 kJ.palec' ^1-38 kJ.palec ^-1). Welding in this manner produces welds with a tensile strength greater than about 900 MPa (130 ksi), preferably greater than about 930 MPa (135 ksi), even better than about 965 MPa (140 ksi), and most preferably greater than * Φ · · · * * φ φ • • ·

- 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).38 approximately 1000 MPa (145 ksi). Welding in this manner provides a metal having a BDTT below about -73 ° C (-100 ° F), preferably below about -96 ° C (-140 ° F), even more preferably below about -106 ° C (-160 ° F), and most preferably below about -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).In another welding process, the GMAW process is used to form a metal weld of iron-containing material and about 0.10 wt%. % (preferably less than about 0.10 wt% carbon, more preferably from about 0.07 to about 0.08 wt% carbon), about 1.60 wt% carbon; % manganese, about 0.25 wt. % silicon, about 1.87 wt. % nickel, about 0.87 wt. about 0.51 wt. molybdenum, less than about 75 ppm phosphorus and less than 100 ppm sulfur. The welding heat input is in the range of about 0.3 kJ.mm ^-1 to about 1.5 kJ.mm ^-1 (7.6 kJ.in ¹ to 38 kJ.in ¹ ) and preheated to about 100 ° C. (212 ° F). Welding of steels such as the aforementioned steels is carried out using a protective atmosphere of argon containing less than 1% by weight. of oxygen. Welding in this manner produces welds with a tensile strength greater than about 900 MPa (130 ksi), preferably greater than about 930 MPa (135 ksi), even more preferably greater than about 965 MPa (140 ksi), and most preferably greater than about 1000 MPa ( 145 ksi). Welding in this manner provides a metal having a BDTT below about -73 ° C (-100 ° F), preferably below about -96 ° C (-140 ° F), even more preferably below about -106 ° C (-160 ° F), and most preferably below about -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 4In another example, inert gas inert gas (TIG) welding of tungsten electrodes uses materials containing iron and about 0.07 wt% to make metal welds. % (preferably less than about 0.07 wt.% carbon), about 1.80 wt. % manganese, about 0.20 wt. % silicon, about 4.00 wt. % nickel, about 0.5 wt. about 0.40 wt. molybdenum, about 0.02 wt. % copper, about 0.02 wt. about 0.010 wt. % titanium, about 0.015 wt. zirconium (Zr), less than 50 ppm phosphorus and less than 30 ppm sulfur. The welding heat input is in the range of about 0.3 kJ / mm ^-1 to about 1.5 kJ / mm ¹ (7.6 kJ / inch ¹ to 38 kJ / inch ¹ ) and preheated to about 100 ° C. (212 ° F). Welds of steels such as the aforementioned steels using protective steel 4 4 4 4 4 4 4 4 4

9 4 99 4 9

4 4 4 • » ·«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).- 39 atmospheres of argon containing less than 1% w / w; of oxygen. Welding in this manner produces welds with a tensile strength greater than about 900 MPa (130 ksi), preferably greater than about 930 MPa (135 ksi), even more preferably greater than about 965 MPa (140 ksi), and most preferably greater than about 1000 MPa ( 145 ksi). Welding in this manner provides a weld metal with a BDTT below about -73 ° C (-100 ° F), preferably below about -96 ° C (-140 ° F), even more preferably below about -106 ° C (-160 ° F), and preferably below about -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.Weld metal compositions similar to those in the examples can be used in both GMAW and TIG welding processes. It should be added, however, that TIG welds have less impurity and finer microstructure than GMAW welds, thereby improving low temperature toughness.

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).One method used as the joining technology of the present invention is submerged arc welding (SAW). A detailed description of SAW can be found in Chapter 6 of the Welding Handbook, Volume 2, Welding Process, 8th ed., American Welding Society, pp. 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).Submerged arc welding (SAW) is a welding technology often used for its advantage in the rapid surfacing of large quantities of metal. For certain applications, this can be more economical because more welding material is applied per time unit than with other welding technologies. One potential disadvantage of SAW when used for bonding ferritic steels for low temperature applications is insufficient or fluctuating toughness. The low toughness may be due to factors such as grain size and / or higher inclusions content than desired. Large grains are generated by the high thermal input of SAW, which is also characterized by a high surfacing rate. Another potential problem for SAW when applied to heat-sensitive high strength steels is the softening of HAZ. The characteristic high thermal input of SAW causes a greater range of HAZ softening compared to shielded metal welding (GMAW) or two TIG welding of tungsten electrodes.

Pro některé zásobníky PLNG může být technologie SAW vhodná. Rozhodnutí o ·· ···· • · · · • •99 99 • 9 9 99For some PLNGs, SAW may be appropriate. Decision on 99 99 9 9 99

9 9 9 9 99

9 9 9 99

9999 99 999999 98 99

99 • 9 9 9 998 • 9 9 9 9

9 9 99 9 9

9 9 9 9 9 • 9 9 9 99 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.- 40 The use of SAW is first and foremost to balance the economy (welding speed) and achieve the corresponding mechanical properties. A special SAW welding process can be customized for the corresponding PLNG tank design. For example, if it is desired to limit the softening of the HAZ and to reduce the grain size of the metal, a process using medium heat input may be developed for SAW. Instead of a very high deposition rate of the material at the weld heat input of approximately 4 kJ.mm ^'1 (100kJ.palec' ¹⁾ should be used heat input from about 2 kJ.mm ^'1-4 kJ.mm ^-1 (50 kJ.palec ^'1-100 kJ.palec ^-1). At lower values, this medium SAW range cannot be recommended more than GMAW or TIG welding.

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.Austenitic weld metal may also be used for SAW. Due to the brittleness of flat-centered cubic austenite, the weld toughness is somewhat easier to achieve. The disadvantage of austenitic weld material is its cost, which is higher than most ferritic weld materials. The austenitic material contains a considerable amount of expensive alloys such as Cr and Ni. However, for a particular PLNG tank design, the cost of austenitic surfacing material can be disregarded due to the higher welding speed allowed by 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.Alternatively, the present invention is utilized as an electron beam welding (EBW) joining technology. A detailed description of EBW can be found in Chapter 21 of the Welding Handbook, Volume 2, Welding Process, 8th ed., American Welding Society, pp. 672-713, (1995). Several of its essential characteristics of EBW are particularly suitable for use under conditions requiring both high strength and toughness at low temperature.

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 kovemThe problem of welding most high strength steels, ie steels having a yield stress greater than approximately 550 MPa (80 ksi), is the metal softening in the heat affected zone (HAZ) arising from many welding processes such as arc welding in a protective atmosphere ( SMAW), Submerged Arc Welding (SAW), or any other shielded atmosphere process such as shielded metal arc welding (GMAW). During the welding temperature cycle, HAZ may undergo local phase transformation or annealing resulting in significant, ie up to 15 percent or more, softening of HAZ compared to the parent metal

φφφφφφφφ

- 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.- 41 before welding heat is applied. When producing high strength steels with a permanent deformation limit of 830 MPa (120 ksi) or higher, many of these steels do not meet the weldability condition necessary for such extremely low operating temperatures as required for the piping and pressure vessels used in the processes disclosed and claimed herein. Such materials typically have a relatively high Pcm value (a well-known term used in the art to express weldability), generally greater than about 0.30 and sometimes above 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 alleviates some of these problems arising from conventional welding technologies such as SMAW and SAW. The total thermal input is considerably lower than in the arc welding process. This limitation of the heat input during the joining process alleviates changes in many properties of the steel sheets. In many cases, EBW weld joints are stronger and / or more resistant to brittle fracture at low operating temperatures than similar arc welding joints.

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, when compared to arc welding, results in reduced residual stress, HAZ width, and mechanical deformation of the joint along with a potential improvement in HAZ toughness. The high current density of EBW also enables single-stroke welding, thus minimizing the time during which the elevated temperature of the steel sheet is subjected to elevated temperature during the joining process. These EBW characteristics are important to minimize the harmful effects of welding on heat sensitive alloys.

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 systems using vacuum or high vacuum welding provide a highly clean environment to reduce contamination of the weld spot. Reducing the impurities in the joints obtained by electron beam welding provides an increase in the toughness of the weld metal resulting from the reduction of the amount of inserts and inclusions.

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 • · ··«·EBW is also very flexible in that a large number of control variables can be independently implemented (eg vacuum level, working distance, acceleration voltage, beam current, feed rate, beam diameter, beam deflection, etc.). As for the joint itself, no metal is required for EBW, so • · ·· «·

9 9 9 9 99

9 9 9 99

9 9 9 9 99

9 9 9 99

9999 99 999999 98 99

9999

9 9 9 99

9 9 9 99

9 9 9 9 99

9 9 9 9 •9 99 999 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.The welded joint is metallurgically homogeneous. However, compensating or weld metal can be used to change the metallurgy of the EBW joint to improve mechanical properties. Strategic combinations of beam parameters and the use or non-use of filler metal allow the microstructure of the weld metal to be adjusted to obtain the desired combination of strength and toughness.

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.The overall combination of excellent mechanical properties and low residual stresses in many cases eliminates post-weld heat treatment even when the thickness of the boards to be joined is one to two inches or more.

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.EBW can be operated under high vacuum (HV), medium vacuum (MV) or no vacuum (NV). HV-EBW systems create welds with a minimum of impurities. However, high vacuum can cause loss of volatile elements (eg chromium and manganese) when the metal is in the molten state. Depending on the composition of the welded steel, the loss of certain elements may affect the mechanical properties of the weld. Furthermore, these systems are large, difficult to handle and difficult to use. NV-EBW systems are less complicated, compact and generally easier to use. However, the NV-EBW process is a process with greater limitations of application possibilities because the electron beam tends to be diffuse, reflect and diverge, and to be less efficient in air. This leads to a reduction in the thickness of the sheets that can be welded in a single stroke. NV-EBW is also susceptible to weld contaminants that can lead to lower strength and toughness than high-vacuum EBW. MV-EBW is therefore the preferred choice in the manufacture of cartridges according to the claims of the present invention. MV-EBW offers the best balance between performance and weld quality.

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.In another case of the present invention, laser beam welding (LBW) is used as the coupling technology. A detailed description of LBW can be found in Chapter 22 of the Welding Handbook, Volume 2, Welding Process, 8th ed., American Welding Society, pp. 714-738, (1995). LBW offers the same advantages as EBW, but is more limited in application than commercially available EBW, which can weld in one stroke on a wider range of sheet thicknesses.

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·«·Experienced experts have received enough information and experience to perform high-strength weld joints of low-alloy steel sheets of suitable high strength and fracture toughness to be used in fabrication ·· 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.43 cartridges and other components of the present invention. There may be other joining or welding processes, or they may be developed later. All such joints or welding processes are within the scope of the present invention. While the foregoing invention has been described for one or more preferred objects, it should be understood that other modifications may be made without, however, limiting the scope of the invention as set forth in the following claims.

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

- 44 - - 44 - Slovníček výrazů: Transformační teplota Aci: Glossary: Transformation temperature Aci: teplota při které se začíná během zahřívání vytvářet austenit; the temperature at which it starts during heating create austenite; Transformační teplota Ac₃:Transformation temperature Ac ₃ : teplota, při které je během zahřívání ukončena přeměna ferritu na austenit; temperature at which it is heated conversion of ferrite to austenite stopped; Transformační teplota Αη: Transformation temperature Αη: teplota, při které je během ochlazování ukončena přeměna austenitu na ferrit, nebo ferrit a cementit; temperature at which it is during cooling conversion of austenite to ferrite is complete, or ferrite and cementite; Transformační teplota Ar₃:Transformation temperature Ar ₃ : teplota, při které se během ochlazování začíná měnit austenit na ferrit; temperature at which during cooling begins to change austenite to ferrite; Kryogenní teplota: Cryogenic temperature: jakákoliv teplota nižší než přibližně -40 °C (-40 °F); any temperature below about -40 ° C (-40 ° F); CTOD: CTOD: změna rozměrů trhliny; change of crack dimensions; CVN: CVN: vrubová houževnatost podle Charpyho; notched Charpy toughness; DBTT: 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 the tensile to brittle transition temperature separates the two fracture characteristics u structural steels; at temperatures below DBTT there is a tendency to low-energy fracture (brittle) fractures, while at temperatures over DBTT there is a tendency to EBW: EBW: vysokoenergetickým tvárným lomům; svařování elektronovým svazkem; high-energy ductile fractures; electron beam welding;

základní:basic:

v podstatě 100 % obj.;substantially 100% v / v;

·» ·· • · · · *· »··

9 9 9 • · «999 9 9 • · «99

9 9 9 •999 «9 •9 *···9 9 9 • 999 «9 • 9

9999

9 9 99 9 9

9 9 99 9 9

9 9 99 9 9

9 9 99 9 9

9999

Gm³:Gm ³ :

GMAW:GMAW:

vytvrzující částice:Curing particles:

HAZ:HAZ:

oblast interkritické teploty:intercritical temperature range:

Kic:Kic:

kJ:kJ:

kPa:kPa:

ksi:ksi:

LBW:LBW:

nízkolegovaná ocel:low alloy steel:

MA:MA:

- 45 miliarda kubických metrů;- 45 billion cubic meters;

obloukové svařování kovem pod ochrannou atmosférou;arc welding with metal under protective atmosphere;

jedna nebo více ε-Cu, Mo₂C nebo karbidy a karbonitridy niobu a vanadu;one or more ε-Cu, Mo ₂ C or niobium and vanadium carbides and carbonitrides;

zóna ovlivněná teplem;zone affected by heat;

přibližně od transformační teploty Aci do transformační teploty AC3 při ohřevu a přibližně od transformační teploty Ar3 do přibližně transformační teploty Αη při ochlazování;from about transform temperature Aci to transform temperature AC3 upon heating and from about transform temperature Ar3 to about transform temperature Αη on cooling;

součinitel intenzity kritického napětí;critical stress intensity coefficient;

kilojoul;kilojoul;

tisíc Pascalů;thousand Pascals;

tisíc liber na čtvereční palec;thousand pounds per square inch;

svařování laserovým svazkem;laser beam welding;

ocel obsahující železo a celkově méně než 10 % hmot. legujících přísad;steel containing iron and less than 10% by weight in total alloying additives;

martenzit - austenit;martenzite - austenite;

·· ΒΒ·· ΒΒ

ΒΒ ΒΒΒΒ • · · » • · · • · ·ΒΒ ΒΒΒΒ · · · · ·

ΒΒΒΒΒΒ

ΒΒΒΒ ΒΒΒΒΒΒ ΒΒ

ΒΒΒΒ

Β · • · • *Β · · •

Β Β ·Β Β ·

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

ΒΒ *ΒΒΒ * Β

- 46 maximálně povolená velikost trhliny: kritická délka a hloubka trhliny;- 46 maximum permissible crack size: critical crack length and depth;

M02C: forma karbidu molybdenu;M02C: molybdenum carbide form;

MPa: milion Pascalů;MPa: million Pascals;

Transformační teplota M_s: teplota při níž během ochlazování nastává transformace austenitu na martenzit;Transformation temperature M _s : the temperature at which transformation of austenite to martensite occurs during cooling;

Pcm:Pcm:

PLNG:PLNG:

ppm:ppm:

převážně psia:predominantly psia:

kalení:hardening:

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);a term well known in the art for expressing weldability; also Pcm = (wt% C + wt% Si / 30 + (wt% Mn + wt% Cu + wt% Cr) / 20 + wt% Ni / 60 + wt% Mo / 15 + wt% V / 10 + 5 (wt% B);

stlačený zkapalněný zemní plyn;compressed liquefied natural gas;

dílů na milion dílů;parts per million parts;

nejméně okolo 50 procent obj.;at least about 50 percent by volume;

liber na čtvereční palec - absolutní;pounds per square inch - absolute;

u popisu tohoto vynálezu jde o urychlené ochlazování takovým způsobem, kdy vybraná kapalina zvýší rychlost ochlazování oceli oproti ochlazování na vzduchu;the description of the present invention involves accelerated cooling in such a way that the selected liquid increases the cooling rate of the steel over cooling in air;

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

- 47 - - 47 - rychlost kalení (ochlazování): quenching speed: rychlost ochlazování ve středu nebo v podstatě ve středu tloušťky plechu; cooling rate at center or in substantially at the center of the sheet thickness; Teplota při zastavení kalení: Temperature at quenching stop: nejvyšší nebo v podstatě nejvyšší teplota, které dosáhne povrch plechu, když se zastaví kalení, protože dochází k převodu tepla ze středu tloušťky plechu; the highest or essentially the highest temperature, which reaches the surface of the sheet when it is stops quenching because of conversion heat from the center of the sheet thickness; QST: QST: teplota při zastavení kalení; temperature at quenching stop; SAW: SAW: obloukové svařování pod tavidlem; submerged arc welding; SALM: SALM: jednotlivý přístavní kotevní pilot single port anchor pilot tabule: sheet: ocelový kus mající libovolné rozměry; a steel piece having any dimensions; TCF: TCF: trilion kubických stop; trillion cubic feet; pevnost v tahu: tensile strength: při zkoušce pevnosti to je poměr zátěže k ploše původního průřezu; in the strength test, this is the ratio of the load to the original cross-sectional area; svařování TIG: TIG welding: svařování wolframovými elektrodami v ochranné atmosféře argonu; Tungsten electrode welding in argon shielding; Teplota T_nr:Temperature T _nr : teplota, pod níž austenit nerekrystalizuje; temperature below which austenite does not recrystallize; USPTO: USPTO: [United States Patent and Trademark Office] Patentový úřad Spojených Států; [United States Patent and Trademark Office] United States Patent Office;

···· svarek:···· Welding:

- 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.- 48 welded joint or seam including: (i) weld metal, (ii) heat affected zone (HAZ), and (iii) base metal in the "immediate vicinity" of HAZ. The part of the parent metal in the "immediate vicinity" of the HAZ and thus also as part of the weld varies depending on factors known to those skilled in the art, for example, and without exhaustion of these items, weld width, weld body dimensions, number of welds to be formed on the object and the distances between the welds.

Claims (25)

Patentové nárokyPatent claims 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).A container suitable for storing compressed liquefied natural gas at a pressure of from about 1035 kPa (150 psia) to about 7590 kPa (1100 psia) and a temperature of about -123 ° C (-190 ° F) to about -62 ° C (- 80 ° F) characterized in that the container is made of a material that is ultra high strength low alloy steel containing less than 9 wt. and having a tensile strength greater than 830 MPa (120 ksi) and a DBTT less than about -73 ° C (-100 ° F). 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).2. A container for storing compressed liquefied natural gas at a pressure of from about 1725 kPa (250 psia) to about 7590 kPa (1100 psia) and a temperature of about -112 ° C (-170 ° F) to about -62 ° C (-80 ° C). Characterized in that it is made of a material that is ultra high strength low alloy steel containing less than 9 wt. and having a tensile strength greater than 830 MPa (120 ksi) and a DBTT less than about -73 ° C (-100 ° F). 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.3. A container for storing compressed liquefied natural gas at a pressure of from about 1725 kPa (250 psia) to about 4830 kPa (700 psia) and a temperature of about -112 ° C (-170 ° F) to about -79 ° C (-110 ° F) characterized in that said container (i) is made of a material that is ultra high strength low alloy steel containing less than 9% by weight. and (ii) has adequate strength and fracture toughness to contain compressed liquefied natural gas. 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).4. A container for storing compressed liquefied natural gas at a pressure of from about 1725 kPa (250 psia) to about 7590 kPa (1100 psia) and a temperature of about -112 ° C (-170 ° F) to about -62 ° C (-80 ° C). Characterized in that said container is made of a material that is ultra high strength low alloy steel containing less than 9 wt. and having a tensile strength of at least 1000 MPa (145 ksi) and a DBTT of less than about -73 ° C (-100 ° F). - 50- 50 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.A container according to any one of claims 1, 2, 3 or 4, wherein said ultra high strength low alloy steel contains less than 5 wt% nickel. 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).6. A container for storing compressed liquefied natural gas at a pressure of from about 1725 kPa (250 psia) to about 7590 kPa (1100 psia) and a temperature of about -112 ° C (-170 ° F) to about -62 ° C (-80 ° C). Characterized in that said container is made of a material that is ultra high strength low alloy steel containing less than 6 wt. and having a tensile strength of at least 830 MPa (120 ksi) and a DBTT of less than about -73 ° C (100 ° F). 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).7. A container for storing compressed liquefied natural gas at a pressure of from about 1725 kPa (250 psia) to about 7590 kPa (1100 psia) and a temperature of about -112 ° C (-170 ° F) to about -62 ° C (-80 ° C). Characterized in that said container is made of a material that is ultra high strength low alloy steel containing less than 3% by weight. and having a tensile strength of at least 1000 MPa (145 ksi) and a DBTT of less than about -73 ° C (-100 ° F). 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).A container according to any one of claims 1, 2, 3, 4, 5 (claim 5 is a multiple-dependent claim), 6 or 7 made by bending and joining together a plurality of separate sheets of said ultra-high strength low alloy steel, The stacks have a tensile strength greater than about 900 MPa (130 ksi) and a DBTT less than about -73 ° C (-100 ° F). 9. Zásobník podle nároku 8 (nárok 8 je vícenásobně závislým nárokem), vyznačující se tím, že spoje mezi jmenovanými jednotlivými plechy jsou vytvořeny svařováním GMAW.Container according to claim 8 (claim 8 is a multiple-dependent claim), characterized in that the joints between said individual sheets are formed by GMAW welding. - 51- 51 10. Zásobník podle nároku 8 (nárok 8 je vícenásobně závislým nárokem), vyznačující se tím, že spoje mezi jmenovanými jednotlivými plechy jsou vytvořeny svařováním TIG.Container according to claim 8 (claim 8 is a multiple-dependent claim), characterized in that the joints between said individual sheets are formed by TIG welding. 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).11. Marine tanker for the transport of compressed liquefied natural gas at a pressure of about 1035 kPa (150 psia) to about 7590 kPa (1100 psia) and a temperature of about -123 ° C (-190 ° F) to about -62 ° C (- 80 ° F) characterized in that said marine tanker / container has at least one storage tank made of a material that is ultra high strength low alloy steel containing less than 9% by weight. and having a tensile strength greater than 830 MPa (120 ksi) and a DBTT less than about -73 ° C (-100 ° F). 12. Námořní tanker podle nároku 11 vyznačující se tím, že jmenovaná vysoce pevná nízkolegovaná ocel obsahuje méně než 5 % hmotn. niklu.A marine tanker according to claim 11, wherein said high strength low alloy steel contains less than 5 wt. nickel. 13. Námořní tanker podle nároku 11 vyznačující se tím, že má palubní výparník pro převod jmenovaného stlačeného zkapalněného zemního plynu na plynné skupenství.13. A marine tanker according to claim 11 having an onboard evaporator for converting said compressed liquefied natural gas to a gaseous state. 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:14. A method of transporting compressed liquefied natural gas to an import terminal, wherein said compressed liquefied natural gas has a pressure of about 1035 kPa (150 psia) to about 7590 kPa (1100 psia) and a temperature of about -123 ° C (190 ° C). F) to about -62 ° C (-80 ° F), and said process comprises the following steps: (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.(a) supplying said compressed liquefied natural gas to a marine tanker having at least one storage tank made of ultra high strength low alloy steel containing less than 9% by weight. Nickel and having a tensile strength of at least 830 MPa (120 ksi) and a DBTT of less than about -73 ° C (-100 ° F); and (b) sailing said marine tanker to the PLNG import terminal. >· <4 ·* • · · · « • · · · <· · 4 4 4 4 4..... • · · · · «• · · · · I · · · ’I · · · ’ I · · · · · · ·· ··I · · · · · ··· - 52- 52 15. Způsob podle nároku 14 vyznačující se tím, že:15. The method of claim 14, wherein: (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).(c) supplying said pressurized liquefied gas to an import terminal having at least one receiving storage tank made of ultra high strength low alloy steel containing less than 9 wt%. and having a tensile strength of at least 830 MPa (120 ksi) and a DBTT of less than about -73 ° C (-100 ° F). 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.16. The method of claim 14, wherein said marine tanker has an onboard evaporator to convert said compressed liquefied natural gas to a gaseous state. 17. Způsob podle nároku 14 vyznačující se tím, že obsahuje dále krok:17. The method of claim 14, further comprising the step of: (c) dodávku jmenovaného stlačeného zkapalněného plynu do importního terminálu majícího alespoň jeden výparník k přeměně jmenovaného stlačeného zemního plynu na plynné skupenství.(c) supplying said compressed liquefied gas to an import terminal having at least one evaporator to convert said compressed natural gas to a gaseous state. 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:18. A system for processing natural gas into compressed liquefied natural gas at a pressure of about 1035 kPa (150 psia) to about 7590 kPa (1100 psia) and a temperature of about -123 ° C (-190 ° F) to about -62 ° C (-80 ° F) characterized by: (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).(a) a plant for the conversion of said natural gas to said compressed liquefied natural gas; and (b) a plurality of storage tanks for receiving said compressed liquefied natural gas from said processing plant, wherein said plurality of storage tanks are made of a material that is ultra high strength low alloy steel containing less than 9% by weight. and having a tensile strength greater than 830 MPa (120 ksi) and a DBTT less than about -73 ° C (-100 ° F). - 53- 53 19. Systém podle nároku 18 vyznačující se tím, že jmenovaný zpracovatelský závod sestává nutně z:19. The system of claim 18 wherein said processing plant necessarily consists of: (a) přijímacího zařízení pro příjem jmenovaného zemního plynu a odstraňování kapalných uhlovodíků ze jmenovaného plynu;(a) a receiving device for receiving said natural gas and removing liquid hydrocarbons therefrom; (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.(b) a dehydration device for removing water vapor from said natural gas to prevent freezing of said natural gas at operating temperatures and pressures at said processing plant; and (c) a liquefaction device for converting said natural gas to said compressed liquefied natural gas. 20. Systém podle nároku 19 vyznačující se tím, že jmenovaný zpracovatelský závod dále má:20. The system of claim 19 wherein said processing plant further has: (d) úpravárenské zařízení k odstraňování nejméně jedné ze sloučenin vybíraných ze skupiny sestávající z oxidu uhličitého, sloučenin obsahujících síru, n-pentanu a benzenu.(d) a treatment plant for removing at least one of the compounds selected from the group consisting of carbon dioxide, sulfur-containing compounds, n-pentane and benzene. 21. Systém podle nároku 18 vyznačující se tím, že dále:21. The system of claim 18 further comprising: (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.(c) at least one marine tanker for carrying said compressed liquefied natural gas, characterized in that the at least one marine tanker has on board at least one of a plurality of said storage tanks; and (d) an export terminal necessarily consisting of a transfer device for transferring said compressed liquefied natural gas from said processing plant to at least one of said storage tanks from said plurality of storage tanks on board said marine tanker. - 54- 54 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.22. The system of claim 21 wherein at least one of all said marine tankers has an onboard evaporator for converting said compressed liquefied natural gas to a gaseous state. 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.23. The system of claim 22 wherein said system further has an import terminal having necessarily a gas transfer device for transferring said gas to a conduit. 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.24. The system of claim 18 wherein the piping and associated components and pressure vessels at said processing plant are made of ultra high strength low alloy steel containing less than 2% by weight. and having a corresponding tensile strength and fracture toughness such that the liquefied natural gas can be compressed therein. 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.25. A container for storing compressed liquefied natural gas at a pressure of from about 1725 kPa (250 psia) to about 7590 kPa (1100 psia) and a temperature of about -112 ° C (-170 ° F) to about -62 ° C (-80 ° C). Characterized in that it is made of a material that is ultra high strength low alloy steel containing less than 2 wt. and having a tensile strength and fracture toughness such that compressed liquefied natural gas can be mentioned therein.