MXPA99011345A - Sistema de red de distribucion de tuberia para transportacion de gas natural licuado - Google Patents

Abstract

Se proporcionan sistemas de red de distribución de tubería para transportar gas natural licuado presurizado a una presión de aproximadamente 1035 kPa (150 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y a una temperatura de aproximadamente -123)C (-1900F) hasta aproximadamente -62§C (-80§F). Las tuberías y otros componentes de los sistemas de red de distribución de tubería están construidos a partir de un acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que contiene menos del 9%en peso de níquel y que tiene una resistencia a la tensión de más de 830 MPa (120 ksi) y una DBTT menor de aproximadamente -73§C (-100§F) ambiental.

Description

SISTEMA. DE RED DE DISTRIBUCIÓN DE TUBERÍA PARA TRANSPORTACIÓN DE GAS NATURAL LICUADO DESCRIPCIÓN DE LA INVENCIÓN La presente invención se refiere a sistemas de red de distribución de tuberia para transportación de gas natural licuado y presurizado (PLNG) , y de manera más particular a sistemas que tienen tuberias y otros componentes que están construidos a partir de un acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que contiene menos de 9% de peso de niquel y que tiene una resistencia a la tensión mayor de 830 -MPa (120 ksi) y una DBTT inferior de aproximadamente -73°C (-100°F) . Se definen varios términos en la siguiente especificación. Para conveniencia se proporciona un Glosario de términos en la misma que antecede a las reivindicaciones. Muchas fuentes de gas natural están ubicadas en áreas remotas, a grandes distancia de cualesquiera mercado comerciales para el gas. En ocasiones está disponible una tuberia para transportar el gas natural producido hacia los mercados comerciales. Cuando la transportación por tuberia hacia un centro comercial no es viable, el gas natural producido es procesado frecuentemente en LNG para transporte al mercado. El LNG es transportado comúnmente por medio de buques tanque especialmente construidos y se almacena y revaporiza después en una terminal importante cercana al mercado. El equipo utilizado para licuar, transportar, almacenar y revaporizar el gas natural es por lo general muy costoso; y un proyecto LNG convencional común puede costar desde $5 mil hasta $10 mil millones de dólares, incluyendo costos de desarrollo de campo. Un proyecto LNG "fundamental común" requiere un recurso de gas natural minimo de aproximadamente 280 Gm3 (10 TCF) (billón de pies cúbicos) y los clientes de LNG son generalmente grandes instalaciones . Con frecuencia, los recursos de gas natural descubiertos en áreas alejadas son de menos de 280 Gm3 (10 TCF) . Incluso para bases de recurso de gas natural que cumplen el minimo de 280 Gm3 (10 TCF), los compromisos a muy largo plazo de 20 años o más de todos los involucrados, es decir el proveedor de LNG, el transportista de LNG, y la instalación mayor como cliente se requiere que procesen económicamente, almacenen y transporten el gas natural como LNG. Cuando los clientes LNG potenciales tienen una fuente de gas alternativa, tales como gas entubado, la cadena LNG convencional de suministro frecuentemente no es competitiva a nivel económico. Una planta LNG produce LNG a temperaturas de aproximadamente -162°C (-260°F) y a presión atmosférica. Una corriente de gas natural común entra a una planta LNG convencional a aproximadamente 4830 kPa (700 psia) hasta aproximadamente 7600 kPa (1100 psia) y las temperaturas desde aproximadamente 21°C (70°F) hasta aproximadamente 38°C (-100°F) . Hasta aproximadamente 350,000 caballos de potencia de refrigeración son necesarios para reducir la temperatura del gas natural a la temperatura de salida demasiado baja de aproximadamente -162°C (-260°F) en una planta LNG de dos direcciones convencional. El agua, dióxido de carbono, compuestos que contienen azufre, tales como sulfito de hidrógeno, otros gases ácidos, n-pentano e hidrocarburos más pesados, que incluyen benceno, deben ser eliminados de manera sustancial del gas natural durante el procesamiento LNG convencional, reducir a niveles de partes por millón (ppm) , o estos compuestos se congelarán, provocando problemas de atascamiento en el equipo de proceso. En una planta LNG convencional, el equipo de tratamiento de gas se requiere para remover el dióxido de carbono y los gases ácidos . El equipo de tratamiento de gas usa típicamente un proceso regenerativo de solvente químico y/o fisico y requiere una inversión de capital importante. Asi mismo, los costos de operación son altos en relación con aquellos para otro equipo en la planta. Los deshidratadores de lecho seco tales como los tamices moleculares, se requieren para remover el vapor de agua. La torre de lavado y el equipo de fraccionamiento se usan para remover los hidrocarburos que tienden a provocar problemas de atascamiento. Se remueve también el mercurio en una planta LNG convencional ya que puede provocar fallas en el equipo construido de aluminio. Además, una gran parte del nitrógeno que puede estar presente en el gas natural es eliminado después del procesamiento ya que el nitrógeno no permanece en la fase liquida durante el transporte de LNG convencional y que tiene vapores de nitrógeno en recipientes LNG en un punto de suministro que es indeseable. Los recipientes, tuberia, y otro equipo utilizado en otra planta LNG convencional se construyen típicamente, por lo menos en parte, a partir de aluminio o acero que contiene niquel (por ejemplo, 9% en peso de niquel), para proporcionar la tenacidad de la fractura necesaria en temperaturas de procesamiento extremadamente bajas. Los materiales costosos con tenacidad a la fractura excelente a bajas temperaturas, que incluyen aluminio y acero que contiene niquel comercial (por ejemplo 9% en peso de niquel), se usan típicamente para contener el LNG en los barcos LNG y las terminales de importación, además de su uso en la planta convencional . Un barco LNG convencional tipico utiliza grandes recipientes esféricos, conocidos como esferas Moss, para almacenar el LNG durante el transporte. Esos barcos de manera común tienen un costo de más de aproximadamente $230 millones de dólares cada uno. Un proyecto convencional tipico para producir LNG en el Oriente Medio y transportarlo al Lejano Oriente puede requerir de 7 a 8 de esos buques para un costo total de aproximadamente $1.6 hasta $2.0 miles de millones de dólares . Como puede determinarse a partir de la discusión anterior, existe la necesidad de un sistema más económico para procesar, almacenar y transportar LNG a los mercados comerciales para permitir que los recursos de gas remotos compitan de manera más efectiva con suministros de energia alternativos. Además, se necesita un sistema para comercializar recursos de gas natural remotos más pequeños que de otra manera no serian económicos de desarrollar. Además, un sistema de gasificación y distribución más económico se necesita de manera que LNG puede hacerse económicamente atractivo para los consumidores menores. En consecuencia, los objetos principales de la presente invención son proporcionar un sistema más económico para procesar, almacenar y transportar LNG desde fuentes remotas a mercados comerciales y para reducir sustancialmente el tamaño de umbral tanto de la reserva como del mercado requeridos para hacer un proyecto LNG económicamente viable. Una forma para lograr estos objetos seria procesar el LNG a presiones y temperaturas superiores de lo que se hace en una planta LNG convencional, es decir, a presiones superiores a la presión atmosférica y temperaturas superiores a -162 °C (-260°F) . En tanto que el concepto general de procesamiento, almacenamiento y transporte de LNG a presiones y temperaturas incrementadas se ha discutido en publicaciones industriales, estas publicaciones discuten generalmente la construcción de recipientes de transportación a partir de acero que contiene niquel (por ejemplo, 9% en peso de niquel) o aluminio, ambos que pueden cubrir los requerimientos de diseño aunque son materiales muy costosos. Por ejemplo, en las páginas 162-164 de su libro NATURAL GAS BY SEA The Development of a New Technology, publicado por itherby & Co . Ltd., primera edición 1979, segunda edición 1993, Roger Ffooks discute la conversión del barco Sigalpha para transportar ya sea MLG (gas licuado de condición media) a 1380 kPa (200 psig) y -115°C (-175°F), o CNG (gas natural comprimido) procesado a 7935 kPa (1150 psig) y -60°C (-75°F) . El señor Ffooks indica que aunque técnicamente probado ninguno de los dos conceptos encontró compradores "debido" en gran medida al alto costo de almacenamiento. De acuerdo con un documento sobre la materia referido por el señor Ffooks, para el servicio CNG, es decir, a -60°C (-75°F), el objetivo de diseño fue un acero templado y revenido, que se puede soldar, de baja aleación, con buena resistencia (760 MPa) (110 ksi) y buena tenacidad a la fractura en condiciones de operación (ver "A new process for the transportation of natural gas" gas de R. J. Broeker, International LNG Conference, Chicago, 1968). Este documento indica también que una aleación de aluminio fue la aleación de menor costo para el servicio MLG, es decir, a la temperatura mucho menor de -115°C (-175°F) . Asi mismo, el señor Ffooks describe en la página 164, el diseño Ocean Phoenix Transport, que funciona a una presión mucha más baja de aproximadamente 414 kPa (60 psig), con tanques que podrían construirse con acero al 9 por ciento de niquel o aleación de aluminio; e indica que, de nuevo, el concepto no parece ofrecer suficientes ventajas técnicas o financieras para ser comercializado. Ver también: (i) Patente Norteamericana 3,298, 8O5, la cual describe el uso de un acero con 9% de contenido de niquel o una aleación de aluminio de alta resistencia para hacer recipientes para transporte de un gas natural comprimido; y (ii) la Patente Norteamericana 4,182,254, que describe tanques de niquel al 9% o acero similar para el transporte de LNG a temperaturas desde -100°C (-148°F) a -140°C (-220°F) y presiones de 4 a 10 atmósferas (es decir, de 407 kPa (59 psia) hasta 1014 kPa (147 psia)); (iii) la Patente Norteamericana 3,232,725, la cual describe la transportación de un gas natural en un estado de fluido individual de fase densa a una temperatura tan baja como -62°C (-80°F) o en algunos casos -68°C (-90°F), y a una presión de por lo menos 345 kPa (50 psi) sobre la presión de punto de ebullición del gas en temperaturas de operación, utilizando recipientes construidos a partir de materiales tales como acero con 1 a 2 por ciento de niquel que han sido templados y revenidos para asegurar una resistencia a la tensión final que se aproxima a 8436 kg/cm2 (120,000 psi); y (iv) "Marine Transportation of LNG at Intermedíate Temperature", CME Marzo 1979, de C . P. Bennett, que describe un estudio de caso de transporte de LNG a una presión de 3.1 MPa (450 psi) y una temperatura de -100°C (-140°F) que utiliza un tanque de almacenamiento construido de un acero 9% Ni o un acero templado y revenido 3 1/2% Ni que tiene paredes de 24.13 cm (9 ? pulgadas) de espesor. Aunque estos conceptos se describen en publicaciones industriales, hasta donde se sabe, LNG no se almacena, procesa y transporta comercialmente en la actualidad a presiones sustancialmente superiores que la presión atmosférica y temperaturas sustancialmente superiores a -162°C (-260°F) . Esto probablemente se debe al hecho de que un sistema económico para procesar, almacenar, transportar y distribuir LNG a tales presiones y temperaturas, tanto por via marina como terrestre, no se ha hecho comercialmente disponible hasta ahora. Los aceros que contienen niquel utilizados convencionalmente para aplicaciones estructurales de temperatura criogénica, por ejemplo aceros con contenidos de niquel de más de aproximadamente 3% en peso, tiene bajas DBTTs (una medida de tenacidad, como se define en la presente), sino que también tienen bajas resistencias a la tensión. Típicamente, los aceros comercialmente disponibles con contenidos de niquel de 3.5% en peso, 5.5% en peso, y 9% en peso tienen DBTTs de aproximadamente -100°C (-150°F), -155°C (-250°F), y -175°C (-280°F), respectivamente, y resistencias a la tensión de hasta aproximadamente 485 MPa (70 ksi , 620 MPa (90 ksi), y 830 MPa (120 ksi), respectivamente. A fin de lograr estas combinaciones de resistencia y tenacidad, estos aceros generalmente experimentan un procesamiento costoso, por ejemplo un tratamiento de doble recocido. En el caso de aplicaciones de temperatura criogénicas, la industria utiliza actualmente estos aceros que contienen niquel comercial debido a su buena tenacidad a bajas temperaturas, aunque debe diseñarse aproximadamente sus resistencias a la tensión relativamente bajas. Estos diseños requieren generalmente especieros de acero excesivos para soportar la carga, en aplicaciones de temperatura criogénica. Por lo tanto, el uso de estos aceros que contienen niquel en aplicaciones de temperatura criogénica de soporte de carga tienden a ser costosos debido al alto costo del acero combinado con los espesores del acero requerido. Cinco solicitudes de patente provisional Norteamericanas co-pendientes (las "Solicitudes de Patente PLNG" ) , cada una titulada "Improved System for Processing, Storing, and Transporting Liquefied Natural Gas", describe recientes y buques tanque para almacenar y transportar por via marítima el gas natural licuado presurizado (PLNG) a una presión en la amplia gama desde aproximadamente 1035 kPa (150 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (110 psia) y a una temperatura en la amplia gama desde -123°C (-190°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F) . La más reciente de tales Solicitudes de Patente PLNG tiene una fecha de prioridad del 14 de mayo de 1998 y esta identificada por los solicitantes como Documento No. 97006P4 y por la Oficina de Patentes y Marcas de Estados Unidos ("USPTO") como el Número de Solicitud 60/085467. La primera de tales Solicitudes de Patente PLNG tiene una fecha de prioridad del 20 de junio de 1997 y está identificada por la USPTO por la Solicitud Número 60/050280. La segunda de las Solicitudes de Patente PLNG tiene una fecha de prioridad del 28 de julio de 1997 y está identificada por la USPTO como la Solicitud Número 60/053966. La tercera de las Solicitudes de Patente PLNG tiene una fecha de prioridad del 19 de diciembre de 1997 y está identificada por la USPTO como la Solicitud Número 60/068226. La cuarta de las Solicitudes de Patente PLNG tiene una fecha de prioridad del 30 de marzo de 1998 y está identificada por la USPTO como la Solicitud Número 60/079904. Sin embargo, las solicitudes de Patente PLNG no describen sistemas de red de distribución de tuberia para transportación de PLNG.

LNG y otros fluidos criogénicos, por ejemplo, oxigeno liquido, hidrogeno liquido y helio liquido, son transportados de manera rutinaria por camión a partir desde instalaciones de procesamiento central hacia los sitios de usuario final. El nitrógeno liquido es transportado a través de campus universitarios e instalaciones, por ejemplo, por medio de sistemas de red de distribución de tuberia. El mercado para LNG en particular, ha crecido en los años recientes debido a las caracteristicas de quemado limpio del gas natural. Aunque el gas natural es suministrado normalmente a través de un sistema de red de distribución de tuberia, hasta donde se sabe, no existen actualmente sistemas de red de distribución de tuberia comercial para PLNG. El suministro del gas natural producido en la forma de PLNG, en comparación con LNG, puede ser benéfico para el usuario final debido que PLNG se procesa de manera más económica, a condición de que los medios económicos para el transporte y suministro de el PLNG estén disponibles. De manera adicional, en comparación a CNG, la mayor densidad de liquido del PLNG se traduce en mayor masa del producto o energia para un volumen dado. Los -aceros al carbono que se usan comúnmente en la construcción de sistemas de red de distribución de tuberia comercial para fluidos tales como gas natural no tienen una tenacidad a la fractura adecuada a temperaturas criogénicas, es decir temperaturas por debajo de aproximadamente a -40°C (-40°F). Otros materiales con mejores tenacidades a la fractura a temperatura criogénica que el acero al carbono, por ejemplo los aceros que contienen niquel comerciales antes mencionados (3 1/2 % en peso de niquel hasta 9% en peso de niquel) con resistencia a la tensión de hasta aproximadamente 830 MPa, (120 ksi) aluminio (Al-5083 o Al-5085) o acero inoxidable, se usan tradicionalmente para construir sistemas de red de distribución de tuberia que están sujetos a condiciones de temperatura criogénica. Asi mismo, los materiales especiales tales como aleaciones de titanio y compuestos de fibra de vidrio tejida impregnada con epoxi especiales se pueden utilizar. Esos materiales tienden a ser costosos y por lo tanto pueden con frecuencia presentar proyectos económicamente no atractivos. Esas desventajas hacen que los materiales comercialmente disponibles en la actualidad no sean económicamente atractivos para construir sistemas de red de distribución de tuberia para transportación de PLNG. El descubrimiento de los recipientes adecuados para transporte marítimo de PLNG, como se describe en las solicitudes de Patente PLNG, combinadas con las capacidades actuales para procesar PLNG, hacen eminente la necesidad de -sistemas de red de distribución de tuberia para transportación con base en tierra económicamente atractiva de PLNG, asi como aquella LNG y otros fluidos criogénicos.

La disponibilidad de una fuente efectiva en cuanto a costo de gas natural transportado y distribuido en la forma de un liquido proporcionarla un avance significativo en la capacidad para utilizar gas natural como una fuente de combustible. Las siguientes son breves descripciones de las solicitudes existentes y que están surgiendo, que usan gas natural para la energia y que se beneficiarían de manera significativa a partir de la disponibilidad de un sistema más económico para transporte y suministro con base en tierra de gas natural, tal como los sistemas de red de distribución de tuberia . LNG es enviado por camión de manera rutinaria para cubrir las necesidades de combustible en sitios remotos donde la infraestructura para la distribución de gas natural no existe. Adicionalmente, las condiciones locales están haciendo cada vez más que el LNG transportado sea una alternativa económica competitiva para las tuberías de gas para diferentes proyectos de energia principales. Una compañía de gas de Alaska a propuesto un proyecto de $200 millones de dólares para sistemas de carga de base LNG remotas en diecisiete comunidades en el sureste de Alaska. La compañía espera también enviar por camión el LNG a una distancia de 480 km (300 millas) desde una planta de licuado en Cook Inlet a Fairbanks empezando en noviembre de 1997. En el este de Arizona, un estudio de viabilidad reciente ha demostrado que las instalaciones de suministro LNG de carga de base remotas pueden ofrecer una solución de energia de menor costo atractiva para un menor número de comunidades aisladas sin acceso real a las tuberías de gas. Esto representa nuevas tendencias en la transportación y uso de LNG en gran volumen con potencial para crecimiento sustancial particularmente con economía mejorada del sistema de transportación. La surgiente tecnología PLNG podría ser económicamente viable el uso de PLNG como combustible en estás y otras aplicaciones con base en tierra similares, si un medio más económico de transportación con base en tierra de PLNG tal como los sistemas de red de distribución de tubería, estuvieran disponibles. Además, existe un crecimiento cada vez mayor en el uso de la "tuberia portátil" -transportable de sistemas LNG/vaporizador- para mantener el suministro de gas continuo. Esto es para ayudar a las compañías de gas a evitar la interrupción del servicio y para continuar el flujo de gas natural hacia los clientes durante los períodos de demanda pico, tales como los días fríos de invierno, las emergencias a partir de tuberías subterránea dañada, el mantenimiento de un sistema de gas, etc. Dependiendo de la aplicación particular, un vaporizador LNG puede instalarse o ubicarse en un punto estratégico sobre el sistema de distribución de gas natural, y cuando las condiciones de operación lo garanticen, camiones cisterna de LNG se traen para proporcionar el LNG que esta vaporizado. Actualmente, hasta donde se sabe, no existen sistemas de red de distribución de tubería PLNG comerciales para transportar PLNG, en vez de LNG, para que tal evaporizador proporcione gas adicional durante las demandas pico. Finalmente existen proyecciones que varios de los importadores actuales y futuros de LNG principales en Asia ofrezcan el mayor potencial para uso de LNG como combustible de vehículo (tanto como el 20% de las importaciones) . La transportación del sistema de red de distribución de tubería de LNG hacia a las estaciones de reabastecimiento puede ser la opción económica más atractiva dependiendo de las condiciones locales. En particular, en ausencia de una infraestructura existente para distribución de gas, el diseño del sistema de distribución de tubería efectiva en cuanto a costo puede hacer la distribución de PLNG, una alternativa más atractiva y económica. Existe la necesidad de sistemas económicos para transportación de red de distribución de tubería de PLNG para permitir que los recursos de gas natural remotos compitan de manera más efectiva con suministros de energía alternativa. Por lo tanto, un objeto particular de la presente invención es proporcionar sistemas de red de distribución de tubería económicos para distribución de LNG a presiones y temperaturas sustancialmente incrementadas sobre los sistemas LNG convencionales. Otro objeto de la presente invención es proporcionar tal sistema de red de distribución de tubería que tiene tuberías y otros componentes que están construidos a partir de materiales que tienen una resistencia y tenacidad a la fractura adecuada para contener el gas natural licuado y presurizado . De acuerdo con los dos objetos antes establecidos de la presente invención, los sistemas de redes de distribución de tubería se proporcionan ' para la transportación de gas natural licuado presurizado (PLNG) a una presión en la escala de 1035 kPa (150 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y a una temperatura en la escala de aproximadamente -123CC (-190°F) hasta aproximadamente -62°C (-80 °F) . Los sistemas de red de distribución de tubería de está invención tienen tuberías y otros componentes que están construidos a partir de materiales que comprenden un acero de aleación baja de resistencia extremadamente alta que contiene menos de 9% en peso de níquel y que tiene la resistencia y la tenacidad a la fractur-a adecuadas para contener el gas licuado presurizado. El acero tiene una resistencia extremadamente alta, por ejemplo resistencia a la tensión (como se define en la presente) mayor de 830 MPa (120 ksi) y una DBTT (como se define en la presente) menor de aproximadamente -73°C (-100° F) . BREVE DESCRIPCIÓN DE LOS DIBUJOS Las ventajas de la presente invención se comprenderán mejor mediante referencia a la siguiente descripción detallada y los dibujos anexos en los cuales: La Figura 1 ilustra esquemáticamente un sistema de red de distribución de tubería de la presente invención. La FIGURA 2A ilustra una gráfica de la profundidad de falla, para una longitud de falla, como una función de la tenacidad a la fractura CTOD y de la tensión residual; y La FIGURA 2B ilustra la geometría (longitud y profundidad) de una falla. Aunque se describirá la invención en relación con sus modalidades preferidas, se comprenderá que la invención no está limitada a las mismas. Por el contrario, se pretende que la invención cubra todas las alternativas, modificaciones y equivalentes que puedan incluirse dentro del espíritu y alcance de la invención, como se ' define mediante las reivindicaciones anexas. La presente invención se refiere a sistemas de distribución de tubería para transporte de PLNG. Los sistemas de red de distribución de tubería están provistos para transportar gas natural licuado y presurizado (PLNG) hasta aproximadamente 1035 kPa (150 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y a una temperatura desde aproximadamente -123°C (-190°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F) , en donde los sistemas de red de distribución de tubería tienen tuberías y otros componentes que están construidos a partir de materiales que comprenden un acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta, que contiene menos de 9% en peso de níquel y que tiene una resistencia a la tensión mayor de 830 MPa (120 ksi) y una DBTT menor de aproximadamente -73°C (-100°F). Además, los sistemas de red de distribución de tubería están provistos para transportar gas natural licuado y presurizado a una presión de aproximadamente 1725 kPa (250 psia) hasta aproximadamente 4830 kPa (700 psia) y a una temperatura de aproximadamente -112°C (-170 °F) hasta aproximadamente -79°C (-110°F), en donde los sistemas de red de distribución de tubería tiene tubos u otros componentes que (i) están construidos a partir de materiales que comprenden un acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que contiene menos de 9% en peso de niquel y (ii) tienen la resistencia y tenacidad a la fractura adecuada para contener el gas natural licuado y presurizado. Tuberías de Transportación de PLNG La clave para lograr los sistemas de red de distribución de tubería de la presente invención son tuberías adecuadas para contener y transportar PLNG a una presión de aproximadamente 1035 kPa (150 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y una temperatura de aproximadamente -123°C (-190°F) hasta aproximadamente -62°C (-80 °F) . Preferiblemente, PLNG es producido y transportado a una presión en la escala de aproximadamente 1725 kPa (250 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y a una temperatura en la escala de aproximadamente -112°C (-170°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F) . De manera más preferible, PLNG se produce y transporta a una presión en la escala de aproximadamente 2415 kPa (350 psia) hasta aproximadamente 4830 kPa (700 psia) y a una temperatura en la escala de aproximadamente -101°C (-150°F) hasta aproximadamente -79°C (-110°F) . Incluso de manera más preferible, los extremos inferiores de las escalas de presión y temperatura para PLNG son de aproximadamente 2760 kPa (400 psia) hasta aproximadamente -96°C (-140°F) . Se proporciona una tubería para contener y transportar PLN, en donde la tubería está construida a partir de un material que comprende un acero de baja aleación de resistencia extremadamente elevada que contiene menos de 9% en peso de níquel y que tiene una resistencia de tensión mayor de 830 MPa (120 ksi) y una DBTT inferior a aproximadamente -73°C (-100°F) . De manera adicional, otros componentes del sistema tal como accesorios se proporcionan, en donde los accesorios están construidos a partir de un material que comprende un acero de baja aleación de resistencia extremadamente elevada que contiene menos del 9% en peso en níquel y que tiene una resistencia de tensión mayor de 830 MPa (120 ksi) y una DBTT menor de aproximadamente -73°C (-100°F). Los recipientes de almacenamiento adecuados para el uso en los sistemas de red de distribución de tubería de está invención se describen con mayor detalle en las Solicitudes de Patente PLNG. Acero para Construcción de Tuberías y Otros Componentes Cualquier acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta con menos de 9% en peso de níquel y que tiene resistencia adecuada para contener fluidos a temperatura criogénica, tales como PLNG, en condiciones de operación, de acuerdo con los principios conocidos de mecánica de fractura como se describe en la presente, se pueden usar para construir las tuberías y otros componentes de esta invención. Un acero ilustrativo para el uso en la presente invención, aunque sin limitarse a la invención, es un acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta, que se puede soldar que contiene menos de 9% en peso de níquel y que tiene una resistencia a la tensión mayor de 830 MPa (120 ksi) y una tenacidad adecuada para evitar la iniciación de una fractura, es decir, un evento de falla, en las condiciones de operación de temperatura criogénica. Otro acero ilustrativo para uso en la presente invención, sin limitar de esta manera la invención, es un acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que se puede soldar que contiene menos de aproximadamente 3% en peso de níquel y que tiene una resistencia a la tensión de por lo menos aproximadamente 1000 MPa (145 ksi) y una tenacidad adecuada para evitar la iniciación de una fractura, es decir un evento de falla, en las condiciones de operación de temperatura criogénica. Preferiblemente, esos aceros ilustrativos tienen DBTTs de menos de aproximadamente -37 °C (-100°F) . Los recientes avances en la tecnología de elaboración de acero han hecho posible la fabricación de nuevos aceros de baja aleación de resistencia extremadamente alta con tenacidad a temperatura criogénica excelente. Por ejemplo, tres patentes Norteamericanas emitidas para Koo et al., 5, 531,842, 5,545,269 y 5,545,270, describen nuevos aceros y métodos para procesar los mismos para producir placas de acero con resistencias a la tensión de aproximadamente 830 MPa (120 ksi), 965 MPa (140 ksi) y superiores. Los aceros y los métodos de procesamiento descritos en estas se han mejorado y modificado para proporcionar químicas de acero combinadas y procesamiento para fabricación de aceros de baja aleación de resistencia extremadamente alta con excelente tenacidad a la temperatura criogénica en el acero de base y en la zona afectada con calor (HAZ) cuando se suelda. Estos aceros de baja aleación de resistencia extremadamente alta también han mejorado la tenacidad sobre los aceros de baja aleación de resistencia extremadamente alta disponibles a nivel comercial estándares. Los aceros mejorados se describen en una solicitud de patente provisional Norteamericana co-pendiente titulada "ULTRA-HIGH STRENGTH STEELS WITH EXCELLENT CRYOGENIC TEMPERATURE TOUGHNESS", la cual tiene una fecha de prioridad del 19 de diciembre de 1997 y está identificada por. la Oficina de Patentes y Marcas de Estados Unidos ("USPTO") como Solicitud Número 60/068194; en una solicitud de patente provisional Norteamericana co-pendiente titulada "ULTRA-HIGH STRENGTH AUSAGED STEELS WITH EXCELLENT CRYOGENIC TEMPERATURE TOUGHNESS" la cual tiene una fecha de prioridad del 19 de diciembre de 1997 y está identificada por la USPTO como Solicitud Número 60/068252; y en una solicitud de patente provisional Norteamericana co-pendiente titulada "ULTRA-HIGH STRENGTH DUAL PHASE STEELS ITH EXCELLENT CRYOGENIC TEMPERATURE TOUGHNESS", la cual tiene una fecha de prioridad del 19 de diciembre de 1997 y está identificada por la USPTO como Solicitud Número 60/068816 (colectivamente, las "Solicitudes de Patente del Acero") . Los nuevos aceros descritos en las Solicitudes de Patente del Acero y descritos adicionalmente en los ejemplos siguientes, son especialmente adecuados para construir las tuberías para almacenar y transportar PLNG de esta invención ya que los aceros tienen las siguientes características, de preferencia para espesores de placa de acero de aproximadamente 2.5 cm (1 pulgada) y superiores: (i) DBTT menor de aproximadamente -73°C (-100°F), preferiblemente menor de aproximadamente -107°C (-160°F), en el acero de base y en la HAZ de soldadura; (ii) resistencia a la tensión mayor de 830 MPa (120 ksi), de preferencia mayor de aproximadamente 860 MPa (125 ksi), y con mayor preferencia aún de más de 900 MPa (130 ksi) ; (iii) capacidad de soldado superior; (iv) microestructura y propiedades de espesor sustancialmente uniformes; y (v) tenacidad mejorada sobre los aceros de baja aleación, de resistencia extremadamente alta comercialmente disponibles estándares. Incluso de manera más preferible, esos aceros tienen una resistencia a la tensión de más de aproximadamente 930 MPa (135 ksi), o de más de aproximadamente 965 MPa (140 ksi) , o de más de aproximadamente 1000 MPa (145 ksi) . Primer Ejemplo del Acero Como se describió antes, una solicitud de patente provisional Norteamericana co-pendiente que tiene una fecha de prioridad del 19 de diciembre de 1997, titulada "Ultra-High Strength Steels With Excellent Cryogenic Temperature Toughness", e identificada por la USPTO como Solicitud No. 60/068194, proporciona una descripción de aceros adecuados para uso en la presente invención. Se proporciona un método para preparar una placa de acero de resistencia extremadamente alta que tiene una microestructura que comprende predominantemente martensita en varilla de grado fino revenido, bainita inferior de grano fino revenida, o mezclas de los mismos, en donde el método comprende las etapas de (a) calentar una loza de acero hasta una temperatura de recalentamiento suficientemente alta para (i) homogenizar sustancialmente la loza de acero, (ii) disolver sustancialmente todos los carburos y carbonitruros de niobio y vanadio en la loza de acero, y (iii) establecer los granos de austenita iniciales finos en la loza de acero; (b) reducir la loza de acero para formar la placa de acero en uno o más pasos de rolado en caliente a una primera escala de temperatura en la que se recristaliza la austenita; (c) reducir adicionalmente la placa de acero en uno o más pasos de rolado en caliente en una segunda escala de temperatura debajo de aproximadamente la temperatura Tnr y por encima de aproximadamente la temperatura de transformación Ar3; (d) templar la placa de acero a una escala de enfriamiento de aproximadamente 10°C por segundo hasta aproximadamente 40°C por segundo hasta una temperatura de terminación de templado debajo de aproximadamente la temperatura de transformación Ms más 200°C (360°F); (e) detener el templado; y (f) revenir la placa de acero a una temperatura de revenido de aproximadamente 400°C (752°F) hasta aproximadamente la temperatura de transformación Aci, de preferencia hasta, pero sin incluir, la temperatura de transformación Aci, para un periodo suficiente para dar origen a la precipitación de partículas de endurecimiento, es decir una o más de (-cobre, Mo2C, o los carburos y carbonitruros de niobio y vanadio. El período suficiente para provocar la precipitación de partículas de endurecimiento depende principalmente del espesor de la placa de acero, la química de la placa de acero, y la temperatura de revenido y puede determinarse por parte de alguien con experiencia en la técnica. (Ver Glosario para definiciones de particular de endurecimiento, de temperatura Tnr, de temperaturas de transformación Ar3, Ms, y Aci, y de Mo2C) . Para asegurar la tenacidad a temperatura ambiente y criogénica, los aceros de acuerdo con este, primer ejemplo de acero preferiblemente tienen una microestructura comprendida predominantemente de bainita inferior de grano fino revenida, martensita en varilla de grado fino revenida o mezclas de los mismos. Es preferible reducir sustancialmente al mínimo la formación de componentes fragilizantes tales como bainita superior, martensita irregular y MA. Como se uso en el primer ejemplo de acero, y en las reivindicaciones, "predominantemente" significa por lo menos aproximadamente 50 por ciento en volumen. Más preferiblemente la microestructura comprende por lo menos aproximadamente 60 por ciento hasta aproximadamente 80 por ciento en volumen de vainita inferior de grano fino revenida, martensita de varilla de grano fino revenida o mezclas de los mismos . De manera aún más preferible, la microestructura comprende por lo menos aproximadamente 90 por ciento en volumen de vainita inferior de grano fino revenida, martensita de varilla de grado fino revenida, o mezclas de las mismas. Más preferiblemente, la microestructura comprende sustancialmente 100% de martensita de varilla de grano fino revenida. Una loza de acero procesada de acuerdo con el primer ejemplo de acero se fabrica de una manera común y, en una modalidad, comprende hierro y los siguientes elementos de aleación, de preferencia en las escalas en peso indicadas en la Tabla 1 a continuación: Tabla I Elementos de Escala (% en peso) Aleación Carbón (C) 0.04-0.12, más preferiblemente 0.04-0.07 Manganeso (Mn¡ 0.5-2.5, más preferiblemente 1.0-1.8 Níquel (Ni) 1.0-3.0, más preferiblemente 1.5-2.5 Cobre (Cu) 0.1-1.5, más preferiblemente 0.5-1.0 Molibdeno (Mo) 0.1-0.8, más preferiblemente 0.2-0.5 Niobio (Nb) 0.02-0.1, más preferiblemente 0.03-0.05 Titanio (Ti) 0.0O8-0.03, más preferiblemente 0.01-0.02 Aluminio (Al) 0.001-0.05, más preferiblemente 0.005-0.03 Nitrógeno (N) 0.002-0.005, más preferiblemente 0.002-0.003 El vanadio (V) se agrega en ocasiones al acero, de preferencia hasta aproximadamente 0.10% en peso, y de manera más preferible aproximadamente 0.02% en peso hasta aproximadamente 0.05% en peso. El cromo (Cr) se agrega en ocasiones al acero, de preferencia hasta aproximadamente 1.0% en peso, y de manera más preferible aproximadamente a 0.2% en peso hasta aproximadamente 0.6% en peso. El silicón (Si) se agrega en ocasiones al acero, de preferencia hasta aproximadamente 0.5% en peso, y de manera más preferible aproximadamente 0.01% en peso hasta aproximadamente 0.05% en peso, y de manera aún más preferible aproximadamente 0.5% en peso hasta aproximadamente 0.1% en peso. El boro (Br) se agrega en ocasiones al acero, de preferencia hasta aproximadamente 0.0020% en peso, y de manera más preferible aproximadamente 0.0006% en peso hasta aproximadamente 0.0010-% en peso. El acero contiene preferiblemente por lo menos aproximadamente 1% en peso de níquel. El contenido de níquel del acero puede incrementarse sobre aproximadamente 3% en peso si se desea mejorar el rendimiento después de la soldadura. Cada adición de 1% en peso de niquel se espera que reduzca la DBTT del acero en aproximadamente 10 °C (18 °F) . El contenido de níquel es preferiblemente menor a 9% en peso, más preferiblemente menor de 6% en peso. El contenido de níquel se reduce al mínimo de manera preferible a fin de reducir al mínimo el costo del acero. Si el contenido de níquel se incrementa sobre aproximadamente 3% en peso, el contenido de manganeso puede disminuirse por debajo de aproximadamente 0.5% en peso hasta debajo de 0.0% en peso. Por lo tanto, en un sentido amplio, hasta aproximadamente 2.5% en peso de manganeso se prefiere. Adicionalmente, los residuos se reducen preferiblemente de manera sustancial en el acero. El contenido de fósforo (P) preferiblemente es menor de aproximadamente 0.01% en peso. El contenido de azufre (S) preferiblemente es menor de aproximadamente 0.004% en peso. El contenido de oxígeno (O) preferiblemente es menor de aproximadamente 0.002% en peso. Un poco en mayor detalle, un acero de acuerdo con el primer ejemplo de acero se prepara formando una loza de la composición deseada como se describe en la presente; el calentamiento calentando la loza a una temperatura desde aproximadamente 955°C hasta aproximadamente 1065°C (1750 °F - 1950°F) ; rolado en caliente de la loza para formar la placa de acero en uno o más pasos que proporcionan aproximadamente del 30 por ciento hasta aproximadamente el 70 por ciento de reducción en una primera escala de temperatura en la que se recristaliza la austenita, es decir, sobre aproximadamente la temperatura Tnr, y además rolando en caliente la placa de acero en uno o más pasos que proporcionan aproximadamente del 40 por ciento hasta aproximadamente 80 por ciento de reducción en una segunda escala de temperatura por debajo de aproximadamente la temperatura Tnr y sobre aproximadamente la temperatura de transformación Ar3. La placa de acero rolada en caliente es templada después a una velocidad de enfriamiento de aproximadamente 10 °C por segundo hasta aproximadamente 40°C por segundo (18°F/seg.- 72°F/seg.) hasta una QST (como se define en el Glosario) a continuación de aproximadamente la temperatura de transformación Ms más 200 °C (360°F) en cuyo momento se termina el templado. En una modalidad del primer ejemplo de acero, la placa de acero se enfría con aire a temperatura ambiente. Este procedimiento se usa para producir una microestructura que comprende preferiblemente martensita de varilla de grano fino, vainita inferior de grano fino, o mezclas de las mismas, o de manera más preferible que comprenden sustancialmente 100% de martensita de varilla de grano fino. La martensita templada directa en los aceros de acuerdo con el primer ejemplo de acero tiene una alta resistencia aunque su tenacidad puede mejorarse mediante el revenido a una temperatura adecuada desde aproximadamente 400°C (752°F) hasta aproximadamente la temperatura de transformación Aci. El revenido del acero dentro de esta escala de temperatura conduce también a la reducción de las tensiones de templado, las cuales a su vez conducen a tenacidad mejorada. En tanto que el revenido puede mejorar la tenacidad del acero, normalmente conduce a pérdida de resistencia. En la presente invención, la pérdida de resistencia usual a partir del revenido está desfasada mediante la inducción de endurecimiento por dispersión de precipitado. El endurecimiento por dispersión a partir de precipitados de cobre fino y carburos mezclados y/o carbonitruros se utiliza para optimizar la resistencia y tenacidad durante el revenido de la estructura de martensita. La química única de los aceros del primer ejemplo de acero permiten que el revenido dentro de la escala amplia de aproximadamente 400°C hasta aproximadamente 650°C (750°F -1200°F) sin ninguna pérdida significativa de la resistencia cuando se templó. La placa de acero es revenida a una temperatura de revenido desde aproximadamente 400°C (752°F) hasta menos de la temperatura de transformación Acx durante un período suficiente par provocar la precipitación de las partículas de endurecimiento (como se define en la presente) . Este procesamiento facilita la transformación de la microestructura de la placa de acero para la martensita de varilla de grano fino predominantemente revenida, la vainita inferior de grano fino revenida o mezclas de las mismas. De nuevo, el período suficiente para provocar la precipitación de partículas de endurecimiento depende principalmente del espesor de la placa de acero, la química de la placa de acero y la temperatura de revenido y puede determinarse por parte de alguien con experiencia en la técnica. Segundo Ejemplo del Acero Como se describió antes, una solicitud de patente provisional Norteamericana co-pendiente que tiene una fecha de prioridad del 19 de diciembre de 1997, titulada "Ultra-High Strength Ausaged Steels With Excellent Cryogenic Temperature Toughness", e identificada por la USPTO como Solicitud No. 60/068252, proporciona una descripción de aceros adecuados para uso en la presente invención. Se proporciona un método para preparar una placa de acero de resistencia extremadamente alta que tiene una microestructura de microlaminado que comprende aproximadamente 2% en volumen hasta aproximadamente 10% en volumen de capas de pelicula de austenita y aproximadamente 90% en volumen hasta aproximadamente 98% en volumen de varillas de martensita predominantemente de grano fino y bainita inferior de grano fino, el método comprende las etapas de: (a) calentar una loza de acero hasta una temperatura de recalentamiento suficientemente alta para (i) homogenizar sustancialmente la loza de acero, (ii) disolver sustancialmente todos los carburos y carbonitruros de niobio y vanadio en la loza de acero, y (iii) establecer los granos de austenita iniciales finos en la loza de acero; (b) reducir la loza de acero para formar la placa de "acero en uno o más pasos de rolado en caliente en una primera escala de temperatura en la que se recristaliza la austenita; (c) reducir adicionalmente la placa de acero en uno o más pasos de rolado en caliente en una segunda escala de temperatura debajo de aproximadamente la temperatura Tnr y por encima de aproximadamente la temperatura de transformación Ar3; (d) templar la placa de acero a una velocidad de enfriamiento de aproximadamente 10 °C por segundo hasta aproximadamente 40°C por segundo (18°F/seg. - 72°F/seg.) hasta una Temperatura de Finalización de Templado (QST) debajo de aproximadamente la temperatura de transformación Ms más 100°C (180°F) y sobre aproximadamente la temperatura de transformación Ms; y (e) detener el templado. En una modalidad, el método de este segundo ejemplo del acero comprende además la etapa de permitir que la placa de acero se enfríe al aire hasta temperatura ambiente a partir de QST. En otra modalidad, el método de este segundo ejemplo de acero comprende además la etapa de sostener la placa de acero sustancialmente isotérmica en la QST hasta aproximadamente 5 minutos antes de permitir que la placa de acero se enfríe al aire hasta temperatura ambiente. En otra modalidad más, el método de este segundo ejemplo del acero comprende además la etapa de enfriamiento lento de la placa de acero desde la QST a una velocidad inferior a aproximadamente 1.0°C por segundo (1.8°F/seg.) hasta aproximadamente 5 minutos antes de permitir que la placa de acero se enfríe al aire hasta temperatura ambiente. En otra modalidad más el método de esta invención comprende además la etapa de enfriamiento lento de la placa de acero a partir de QST a una velocidad inferior a aproximadamente 1.0 °C por segundo (1.8°F/seg.) por hasta aproximadamente 5 minutos antes de permitir que la placa de acero se enfríe al aire hasta temperatura ambiente. Este procesamiento facilita la transformación de la microestructura de la placa de acero hasta aproximadamente 2% en volumen hasta aproximadamente 10% en volumen de capas de película de austenita y aproximadamente 90% en volumen hasta aproximadamente 98% en volumen de varillas de martensita predominantemente de grano fino y bainita inferior de grano fino. (Ver Glosario para definiciones de temperatura Tnr, y de temperaturas de transformación Ar3 y Ms) . Para asegurar la tenacidad a temperatura ambiente y criogénica, las varillas en la microestructura de microlaminado comprenden preferiblemente bainita inferior o martensita predominantemente. Es preferible reducir al mínimo de manera sustancial la formación de componentes fragilizantes tales como bainita superior, martensita irregular y MA. Como se usa en este segundo ejemplo de acero, y en las reivindicaciones, "predominantemente" significa por lo menos aproximadamente 50 por ciento en volumen. El resto de la microestructura puede comprender bainita inferior de grano fino adicional, martensita de grano fino adicional o ferrita. De manera más preferible, la microestructura comprende por lo menos aproximadamente 60 por ciento en volumen hasta aproximadamente 80 por ciento en volumen de bainita inferior o martensita en varilla. De manera incluso más preferiblemente, la microestructura comprende por lo menos aproximadamente 90% en volumen de bainita inferior o martensita de varilla. Una loza de acero procesada de acuerdo con este segundo ejemplo de acero se fabrica de una manera acostumbrada y, en una modalidad, comprende hierro y los siguientes elementos de aleación, preferiblemente en las escalas en peso indicadas en la siguiente Tabla II: Tabla II Elementos de Aleación Escala (% en peso) Carbón (C) 0.04-0.12, más preferiblemente 0.04-0.07 Manganeso (Mn) 0.5-2.5, más preferiblemente 1.0-1.8 Níquel (Ni) 1.0-3.0, más preferiblemente 1.5-2.5 Cobre (Cu) 0.1-1.0, más preferiblemente 0.2-0.5 Molibdeno (Mo) 0.1-0.8, más preferiblemente 0.2-0.4 Niobio (Nb) 0.02-0.1, más preferiblemente 0.02-0.05 Titanio (Ti) 0.008-0.03, más preferiblemente 0.01-0.02 Aluminio (Al) 0.001-0.05, más preferiblemente 0.005-0.03 Nitrógeno (N) 0.002-0.005, más preferiblemente 0.002-0.003 El cromo (Cr) se agrega en ocasiones al acero, de preferencia hasta aproximadamente 1.0% en peso, y de mayor preferencia hasta 0.2% en peso hasta aproximadamente 0.6% en peso. El silicio (Si) se agrega en ocasiones al acero, de preferencia hasta aproximadamente 0.5% en peso, de mayor preferencia aproximadamente 0.01% en peso hasta aproximadamente 0.5% en peso, e incluso de manera más preferible aproximadamente 0.05% en peso hasta aproximadamente 0.1% en peso. El boro (B) se agrega en ocasiones al acero, de preferencia hasta aproximadamente 0.0020% en peso, y de manera más preferible aproximadamente de 0.0006% en peso hasta aproximadamente 0.0010% en peso. El acero contiene preferiblemente por lo menos 1% en peso aproximadamente de níquel. El contenido de níquel del acero puede incrementarse aproximadamente por arriba de 3% en peso si se desea mejorar el rendimiento después de la soldadura. Cada adición de 1% en peso de níquel se espera que reduzca la DBTT del acero en aproximadamente 10 °C (18°F) . El contenido de níquel es preferiblemente menor a 9% en peso, de mayor preferencia menor de aproximadamente 6% en peso. El contenido de níquel se reduce preferiblemente al mínimo a fin de reducir también al mínimo el costo del acero. Si el contenido de níquel se incrementa sobre aproximadamente 3% en peso, el contenido de manganeso puede disminuirse por debajo de aproximadamente 0.5% en peso hasta por debajo de 0.0% en peso. Por lo tanto, en un amplio sentido, se prefiere hasta aproximadamente 2.5% en peso de manganeso. Adicionalmente, los residuos se reducen sustancialmente al mínimo de manera preferible en el acero. El contenido de fósforo (P) es preferiblemente menor de aproximadamente 0.01% en peso. El contenido de azufre (S) preferiblemente es menor de aproximadamente 0.004% en peso. El contenido de oxígeno (O) preferiblemente es menor de aproximadamente 0.002% en peso. En un detalle mayor, un acero de acuerdo con este segundo ejemplo es preparado mediante la formación de una loza de la composición deseada como se describe en la presente; calentando una loza hasta una temperatura de aproximadamente 955°C hasta aproximadamente 1065°C (1750°F -1950°F); rolado en caliente de la loza para formar la placa de acero en uno o más pasos proporcionando aproximadamente de 30 por ciento hasta 70 por ciento de reducción a una primera escala de temperatura en la que la austenita se recristaliza, es decir, aproximadamente por encima de la temperatura Tnr, y el rolado en caliente adicional de la placa de acero en uno o más pasos que proporciona aproximadamente el 40 por ciento hasta el 80 por ciento aproximadamente de reducción en una segunda escala de temperatura debajo de aproximadamente la temperatura Tnr y sobre aproximadamente la temperatura de transformación Ar3. La placa de acero rolada en caliente es templada después a una velocidad de enfriamiento de aproximadamente 10°C por segundo hasta aproximadamente 40°C por segundo (18°F/seg. - 72°F/seg.) hasta una QST adecuada hasta aproximadamente la temperatura de transformación Ms más 100°C (180°F) y sobre aproximadamente la temperatura de transformación Ms en cuyo momento se termina el templado. En una modalidad de este segundo ejemplo del acero, después de que se termina el templado la placa de acero se deja enfriar al aire a temperatura ambiente a partir de QST. En otra modalidad de este segundo ejemplo de acero, después de que se termina el templado la placa de acero se mantiene sustancialmente en forma exotérmica a la QST durante un periodo de tiempo, preferiblemente de hasta aproximadamente 5 minutos, y después se enfría al aire hasta temperatura ambiente. En otra modalidad más, la placa de acero es enfriada lentamente a una velocidad inferior a aquella del enfriamiento al aire, es decir, a una velocidad menor de aproximadamente 1°C por segundo ( 1.8 ° F/seg . ) , de preferencia durante aproximadamente 5 minutos. En otra modalidad más, la placa de acero es enfriada lentamente a partir de Ms a una velocidad menor que aquella del enfriamiento al aire, es decir a una velocidad menor de aproximadamente 1°C por segundo ( 1.8 ° F/seg . ) , de preferencia durante aproximadamente 5 minutos. En por lo menos una modalidad de este segundo ejemplo del acero, la temperatura de transformación de Ms es de aproximadamente 350°C (662°F) y, por lo tanto, la temperatura de transformación Ms más 100°C (180°F) es de aproximadamente 450°C (842°F) . La placa de acero puede sostenerse sustancialmente en forma isotérmica a la QST mediante cualquier medio adecuado, como se conoce por parte de aquellos expertos en la técnica, tal como mediante la colocación de un patrón térmico sobre la placa de acero. La placa de acero puede ser enfriada lentamente después de que se termina el templado a través de cualquier medio adecuado, como lo conocen aquellos con experiencia en la técnica, tal como la colocación de un patrón aislante sobre la placa de acero. Tercer Ejemplo del Acero Como se describió antes, una solicitud de patente provisional Norteamericana co-pendiente que tiene una fecha de prioridad del 19 de diciembre de 1997, titulada "Ultra-High Strength Dual Phase Steels With Excellent Cryogenic Temperatu're Toughness", e identificada por la USPTO como Solicitud No. 60/068816, proporciona una descripción de aceros adecuados para uso en la presente invención. Se proporciona un método para preparar una placa de acero de fase doble, de resistencia extremadamente alta que tiene una microestructura que comprende aproximadamente 10% en volumen hasta aproximadamente 40% en volumen de una primera fase de sustancialmente 100% en volumen (es decir sustancial o "esencialmente" puro) de ferrita y aproximadamente 60% en volumen hasta aproximadamente 90% en volumen de una segunda fase de martensita de varilla de grano predominantemente fino, bainita inferior de grano fino, o mezclas de las mismas, en donde el método comprende las etapas de (a) calentar una loza de acero hasta una temperatura de recalentamiento suficientemente alta para (i) sustancialmente homogenizar la loza de acero, (ii) disolver sustancialmente todos los carburos y carbonitruros de niobio y vanadio en la loza de -acero, y (iii) establecer los granos de austenita iniciales finos en la loza de acero; (b) reducir la loza de acero para formar la placa de acero en uno o más pasos de rolado en caliente en una primera escala de temperatura en la que se recristaliza la austenita; (c) reducir adicionalmente la placa de acero en uno o más pasos de rolado en caliente a una segunda escala de temperatura debajo de aproximadamente la temperatura Tnr y por arriba de aproximadamente la temperatura de transformación Ar3; (d) reducir adicionalmente la placa de acero en uno o más pasos de rolado en caliente a una tercera escala de temperatura por debajo de aproximadamente la temperatura de transformación Ar3 y por encima de aproximadamente la temperatura de transformación Ari (es decir, la escala de temperatura intercrítica) ; (e) templar la placa de acero a una escala de velocidad de enfriamiento de aproximadamente 10 °C por segundo hasta aproximadamente 40°C por segundo (18°F/seg. - 72°F/seg.) hasta una Temperatura de Terminación de Templado (QST) preferiblemente debajo de aproximadamente la temperatura de transformación Ms más 200°C (360°F); y (f) detener el templado. En otra modalidad de este tercer ejemplo del acero, la QST es preferiblemente debajo de aproximadamente la temperatura de transformación Ms más 100 °C, y de mayor preferencia debajo de aproximadamente 350°C por segundo (662°F) . En una modalidad de este tercer ejemplo del acero, la placa de acero se deja enfriar al aire hasta temperatura ambiente después de la etapa (f) . Este procesamiento facilita la transformación de la microestructura de la placa de acero hasta aproximadamente 10% en volumen hasta aproximadamente 40% en volumen de una primera fase de la ferrita y aproximadamente 60% en volumen hasta aproximadamente 90% en volumen de una segunda fase de martensita de varilla de grano predominantemente fino, bainita inferior de grano fino, o mezclas de las mismas. (Ver Glosario para definiciones de temperatura Tnr, y de las temperaturas de transformación Ar3 y An) .

Para asegurar la tenacidad a la temperatura ambiente y criogénica, la microestructura de la segunda fase en los aceros de este tercer ejemplo comprende bainita inferior de grano predominantemente fino, martensita de varilla de grano fino o mezclas de las mismas. Es preferible reducir sustancialmente al mínimo la formación de componentes fragilizantes tales como bainita superior, martensita irregular y MA en la segunda fase. Como se utilizó en este tercer ejemplo del acero, y en las reivindicaciones, "predominantemente" significa por lo menos aproximadamente 50 por ciento en volumen. El resto de la microestructura de la segunda fase puede comprender bainita inferior de grano fino adicional, martensita de varilla de grano fino adicional o ferrita. Más preferible, la microestructura de la segunda fase comprende por lo menos aproximadamente 60 por ciento en volumen hasta aproximadamente 80 por ciento en volumen de bainita inferior de grano fino, martensita de varilla de grano fino, o mezclas de las mismas. Incluso de manera más preferiblemente, la microestructura de la segunda fase comprende por lo menos aproximadamente el 90% en volumen de bainita inferior de grano fino, martensita de varilla de grano fino o mezclas de las mismas. Una loza de acero procesada de acuerdo con este tercer ejemplo del acero se fabrica en una forma acostumbrada y, en una modalidad, comprende hierro y los siguientes elementos de aleación, preferiblemente en las escalas de peso indicadas en la siguiente Tabla III: Tabla III Elementos de Aleación Escala (% en peso) Carbón (C) 0.04-0.12, más preferiblemente 0.04-0.07 Manganeso (Mn 0.5-2.5, más preferiblemente 1.0-1.8 Níquel (Ni) 1.0-3.0, más preferiblemente 1.5-2.5 Niobio (Nb) 0.02-0.1, más preferiblemente 0.02-0.05 Titanio (Ti) 0.008-0.03, más preferiblemente 0.01-0.02 Aluminio (Al) 0.001-0.05, más preferiblemente 0.005-0.03 Nitrógeno (N) 0.002-0.005, más preferiblemente 0.002-0.003 El cromo (Cr) se agrega en ocasiones al acero, preferiblemente hasta aproximadamente 1.0% en peso, y de manera más preferible alrededor 0.2% en peso hasta aproximadamente 0.6% en peso. El molibdeno (Mo) se agrega en ocasiones al acero, de preferencia hasta aproximadamente 0.8% en peso y de manera más preferible hasta aproximadamente 0.1% hasta aproximadamente 0.3% en peso. El silicio (Sí) se agrega en ocasiones al acero, de preferencia hasta aproximadamente 0.5% en peso, de manera más preferiblemente aproximadamente 0.01% en peso hasta aproximadamente 0.5% en peso, y de manera más preferible aún, aproximadamente 0.05% en peso hasta aproximadamente 0.1% en peso. El cobre (Cu) , preferiblemente en la escala de aproximadamente 0.1% en peso hasta aproximadamente 1.0% en peso, de manera más preferible en la escala de aproximadamente 0.2% en peso hasta aproximadamente 0.4% en peso se agrega en ocasiones al acero. El boro (B) se agrega en ocasiones al acero, de preferencia hasta aproximadamente 0.0020% en peso, y de manera más preferible aproximadamente de 0.0006% en peso hasta aproximadamente 0.0010% en peso. El acero contiene preferiblemente por lo menos aproximadamente 1% en peso de níquel. El contenido de níquel del acero puede incrementarse aproximadamente por arriba de 3% en peso si se desea mejorar el rendimiento después de la soldadura. Cada adición de 1% en peso de níquel se espera que reduzca la DBTT del acero en aproximadamente 10°C (18°F). El contenido de níquel es preferiblemente menor a 9% en peso, más preferiblemente menor de aproximadamente 6% en peso. El contenido de níquel se reduce preferiblemente al mínimo a fin de reducir también al mínimo el costo del acero. Si el contenido de níquel se incrementa por arriba de aproximadamente 3% en peso, el contenido de manganeso puede disminuirse por debajo de aproximadamente 0.5% en peso descendiendo hasta 0.0% en peso. Por lo tanto, en un amplio sentido, se prefiere que el manganeso esté hasta 2.5% en peso aproximadamente . Adicionalmente, los residuos se reducen de manera preferible sustancialmente al mínimo en el acero. El contenido de fósforo (P) preferiblemente es menor de aproximadamente 0.01% en peso. El contenido de azufre (S) preferiblemente es menor de aproximadamente 0.004% en peso. El contenido de oxígeno (O) preferiblemente es menor de aproximadamente 0.002% en peso. En un detalle mayor, el acero de acuerdo con este tercer ejemplo se prepara mediante la formación de una loza de la composición deseada como se describe en la presente; se calienta la loza a una temperatura de aproximadamente 955°C hasta aproximadamente 1065°C (1750 °F - 1950°F); se hace el rolado en caliente de la loza para formar la placa de acero en uno o más pasos que proporcionan aproximadamente el 30 por ciento hasta aproximadamente el 70 por ciento de reducción en una primera escala de temperatura en la que se recristaliza la austenita, es decir, sobre la temperatura Tnr, el rolado adicional de la placa de acero en uno o más pasos que proporciona aproximadamente el 40 por ciento hasta el 80 por ciento aproximadamente de reducción en una segunda escala de temperatura por debajo de la temperatura Tnr y aproximadamente por arriba de la temperatura de transformación Ar3 y la terminación del rolado de la placa de acero en uno o más pasos para proporcionar aproximadamente el 15 por ciento hasta aproximadamente el 50 por ciento de reducción en la escala de temperatura intercrítica debajo de la temperatura de transformación Ar3 y por arriba de la temperatura de transformación Ari. La placa de acero rolada en caliente es templada después a una velocidad de enfriamiento de aproximadamente 10°C por segundo hasta aproximadamente 40°C por segundo (18°F/seg. - 72°F/seg.) hasta una Temperatura de Detención de Templado (QST) preferiblemente debajo de la temperatura de transformación Ms más 200°C (360°F), en cuyo momento se termina el templado. En otra modalidad de esta invención, la QST está preferiblemente por debajo de la temperatura de transformación Ms más 100°C (180°F), y más preferiblemente está debajo de 350°C (662°F) aproximadamente. En una modalidad de este tercer ejemplo del acero, la placa de acero se deja enfriar al aire hasta la temperatura ambiente después de que se terminó el templado. Los aceros del tercer ejemplo anterior, ya que Ni es un elemento de aleación costoso, el contenido de Ni del acero es preferiblemente menor de aproximadamente 3.0% en peso, de manera más preferible menor de 2.5% en peso, de manera más preferible menor de 2.0% en peso, y de manera aún más preferible menor de alrededor 1.8% en peso, para reducir sustancialmente al minimo el costo del acero.

Otros aceros adecuados para el uso en relación con la presente están descritos en otras publicaciones que describen aceros de baja aleación de resistencia extremadamente alta que contiene aproximadamente 1% de níquel, que tienen resistencias a la tensión superiores a 830 MPa (120 ksi), y que tienen excelente tenacidad a baja temperatura. Por ejemplo, tales aceros se describen en la Solicitud de Patente Europea publicada el 5 de febrero de 1997 y que tiene el número de solicitud Internacional PCT/JP96/00157 y el número de publicación Internacional WO 96/23909 (08.08 1996 Gazette 1996/36) (tales aceros tiene preferiblemente un contenido de cobre de 0.1% en peso hasta 1.2% en peso), y en una solicitud de patente provisional Norteamericana pendiente con una fecha de prioridad del 28 de julio de 1997, titulada "Ultra-High Strength, Weldable Steels with Excellent Ultra-Low Temperature Toughness" , e identificada por la USPTO como la Solicitud No. 60/053915. Para cualquiera de los aceros antes referidos, como lo comprenden aquellos con experiencia en la técnica, y como se usa en la presente "reducción porcentual en espesor" se refiere a la reducción porcentual en el espesor de la loza de acero o placa antes de la reducción referida. Para los propósitos de explicación solamente, sin limitar de esta manera la invención, una placa de acero de aproximadamente 25.4 cm (10 pulgadas) de espesor puede reducirse aproximadamente 50% (una reducción de 50 por ciento) , en una primera escala de temperatura, hasta un espesor de aproximadamente 12.7 cm (5 pulgadas) y reduciéndose después aproximadamente 80% (una reducción de 80 por ciento) , en una segunda escala de temperatura, hasta un espesor de aproximadamente 2.5 cm (1 pulgada). De nuevo, solamente para propósitos de explicación, sin limitar de esta manera la invención, una loza de acero de aproximadamente 25.4 cm (10 pulgadas) puede reducirse aproximadamente el 30% (una reducción de 30 por ciento) , en una primera escala de temperatura, hasta un espesor de aproximadamente 17.8cm (7 pulgadas) reduciéndose después aproximadamente el 80% (una reducción del 80 por ciento) en una segunda escala de temperatura, a un espesor de aproximadamente 3.6 cm (1.4 pulgadas), y se reduce después aproximadamente el 30% (una reducción del 30 por ciento) , a una tercera escala de tempe atura, hasta un espesor de aproximadamente 2.5 cm (1 pulgada) . Como se usa en la presente, "loza" significa una pieza de acero que tiene cualesquiera dimensiones. Para cualquiera de los aceros antes referidos, como lo comprenden aquellos con experiencia en la técnica, la loza de acero es recalentada preferiblemente a través de medios adecuados para elevar la temperatura sustancialmente de toda la loza, de preferencia la loza completa, hasta la temperatura de recalentamiento deseada, por ejemplo, colocando la loza en un horno durante un periodo. La temperatura de recalentamiento específica que debe utilizarse para cualquiera de las composiciones de acero antes referidas puede ser determinada fácilmente por una persona con experiencia en la técnica, ya sea mediante experimento o mediante cálculo utilizando modelos adecuados . Adicionalmente, la temperatura del horno y el tiempo de recalentamiento necesarios para elevar la temperatura sustancialmente de toda la placa, de preferencia la placa completa, hasta la temperatura de recalentamiento deseada pueden determinarse fácilmente por parte de una persona con experiencia en la técnica mediante referencia a publicaciones industriales estándar. Para cualquiera de los aceros antes referidos, como lo comprenden aquellos con experiencia en la técnica, la temperatura que define el límite entre la escala de recristalización y la escala sin recristalización, la temperatura Tnr depende de la química del acero, y de manera más particular, de la temperatura de recalentamiento antes del rolado, la concentración de carbono, la concentración de niobio y la cantidad de reducción dada en los pasos de rolado- Las personas experimentadas en la técnica pueden determinar esta temperatura para cada composición de acero ya sea mediante experimento o mediante cálculo de modelo. De igual manera, las temperaturas de transformación Aci, Ari, Ar3, y Ms referidas en la presente pueden determinarse mediante personas experimentadas en la técnica para cada composición de acero ya sea mediante experimento o mediante cálculo de modelo. Cualesquiera de los aceros antes referidos, como lo comprenderán aquellos con experiencia en la técnica, excepto para la temperatura de recalentamiento, que aplica sustancialmente a toda la loza, las temperaturas subsecuentes referidas en la descripción de los métodos de procesamiento de esta invención son temperaturas medidas en la superficie del acero-. La temperatura de la superficie del acero puede medirse mediante el uso de un pirómetro óptico, por ejemplo, o mediante cualquier otro dispositivo adecuado para medir la temperatura de superficie del acero. Las velocidades de enfriamiento referidas en la presente son aquellas en el centro, o sustancialmente en el centro del espesor de la placa; y la Temperatura de Terminación de Templado (QST) es la más alta, o sustancialmente la temperatura más alta alcanzada en la superficie de la placa, después de que termine el templado, debido a que el calor transmitido desde el espesor medio de la placa. Por ejemplo, durante el procesamiento de los calores experimentados de una composición de acero de acuerdo con los ejemplos proporcionados en la presente, un termopar se coloca en el centro, o sustancialmente en el centro del espesor de la placa de acero para medición de la temperatura central, en tanto que la temperatura de superficie se mide mediante el uso de un pirómetro óptico. Una correlación entre la temperatura central y la temperatura de superficie se desarrolla para usarla durante el procesamiento subsecuente de la misma, o sustancialmente la misma, composición de acero, de manera que la temperatura central puede ser determinada por medio de la medición directa de la temperatura de superficie. Así mismo, la temperatura requerida y la velocidad de flujo del fluido de templado para lograr la velocidad de enfriamiento acelerado deseada puede determinarse por parte de alguien con experiencia en la técnica para referencia a publicaciones industriales estándar . Una persona con experiencia en la técnica tiene el conocimiento requerido y la habilidad para utilizar la información proporcionada en la presente para producir placas de acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que tienen la resistencia y tenacidad adecuadas para el uso en la construcción de tuberías y otros componentes de la presente invención. Otros aceros adecuados pueden existir o ser desarrollados a partir de la presente. Todos esos aceros están dentro del alcance de la presente invención. Una persona con experiencia en la técnica tiene el conocimiento requerido y la habilidad para utilizar la información proporcionada en la presente para producir placas de acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que tienen espesores modificados, en comparación con los espesores de las placas de acero producidas de acuerdo con los ejemplos proporcionados en la presente, en tanto que se producen aún placas de acero que tienen resistencia adecuada y tenacidad de temperatura criogénica adecuada para uso en el sistema de la presente invención. Por ejemplo, alguien con experiencia en la técnica puede utilizar la información proporcionada en la presente para producir una placa de acero con un espesor de aproximadamente 2.54 cm (1 pulgada) y una alta resistencia y tenacidad de temperatura criogénica adecuada para uso en la construcción de tuberías y otros componentes de la presente invención. Otros aceros adecuados pueden existir o ser desarrollados a partir de la presente. Todos esos aceros están dentro del alcance de la presente invención. Cuando se usa un acero de fase doble en la construcción de tuberías de acuerdo con esta invención, el acero de fase doble es procesado preferiblemente de tal manera que el período durante el cual el acero se mantiene en la escala de temperatura intercrítica para el propósito de creación de una estructura de fase doble ocurre antes del enfriamiento acelerado o la etapa de templado. Preferiblemente, el procesamiento es tal que la estructura de fase doble se forma durante el enfriamiento del acero entre la temperatura de transformación Ar3 hasta aproximadamente la temperatura de transformación Ari . Una preferencia adicional para los aceros utilizados en la construcción de tuberías de acuerdo con esta invención es que el acero tenga una resistencia a la tensión mayor de 830 MPa (120 ksi), y una DBTT inferior de aproximadamente -73°C (-100°F) a la terminación del enfriamiento acelerado o la etapa de templado, es decir, sin cualquier procesamiento adicional que requiera el recalentamiento del acero tal como el revenido. Más preferiblemente la resistencia a la tensión del acero a la terminación del templado o la etapa de enfriamiento es mayor de aproximadamente 860 MPa (125 ksi) y más preferiblemente mayor de aproximadamente 900 MPa (130 ksi) . En algunas aplicaciones, un acero que tiene una resistencia a la tensión de más de aproximadamente 930 MPa (135 ksi), o mayor de aproximadamente 965 MPa (140 ksi) o mayor de aproximadamente 1000 " MPa (145 ksi), a la terminación del templado o la etapa de enfriamiento es preferible. Métodos de Unión para Construcción de Tuberías y Otros Componentes A fin de construir las recipientes y otros componentes de la presente invención, un método de unión adecuado de las placas- de acero es requerido. Cualquier método de unión que proporcione uniones con resistencia y tenacidad adecuadas para la presente invención, como se describió antes, se considera que es adecuado. De preferencia, un método de soldadura adecuado para proporcionar la resistencia y tenacidad a la fractura adecuadas para contener el fluido que está retenido o transportado se usa para construir las tuberías y otros componentes de la presente invención. Tal método de soldadura incluye preferiblemente un alambre consumible adecuado, un gas consumible adecuado, un proceso de soldadura adecuado y un procedimiento de soldado adecuado. Por ejemplo, la soldadura de arco metálico de gas (GMAW) y la soldadura de gas inerte de tungsteno (TIG) , que son conocidas en la industria -de fabricación del acero, pueden usarse para unir las placas de acero, proporcionando que se use una combinación de gas-alambre consumible adecuado. En un primer ejemplo del método de soldadura, la soldadura de arco metálico de gas (GMAW) se usa para producir una química de metal soldado que comprende hierro y aproximadamente 0.07% en peso de carbono, aproximadamente 2.05% en peso de manganeso, aproximadamente 0.32% en peso de silicio, aproximadamente 2.20% en peso de níquel, aproximadamente 0.45% en peso de cromo, aproximadamente 0.56% en peso de molibdeno, menos de aproximadamente 110 ppm de fósforo y menos de aproximadamente 50 ppm de azufre. La soldadura se hace sobre un acero, tal como cualquiera de los aceros antes descritos, utilizando un gas de blindaje en base a argón con menos de aproximadamente 1% en peso de oxígeno. La entrada de calor de soldadura está en la escala de aproximadamente 0.3 kJ/mm hasta aproximadamente 1.5 kJ/mm (7.6 kJ/pulgada a 38 kJ/pulgada) . La soldadura por este método proporciona una soldadura (véase Glosario) que tiene una resistencia a la tensión superior a aproximadamente 900 MPa (130 ksi), de preferencia, mayor de aproximadamente 930 MPa (135 ksi), más preferiblemente mayor de aproximadamente 965 MPa (140 ksi), e incluso de manera más preferible de por lo menos aproximadamente 1000 MPa (145 ksi) . Además, la soldadura mediante este método proporciona un metal soldado con una DBTT por debajo de aproximadamente -73°C (-100°F), preferiblemente por debajo de aproximadamente -96°C (-140°F), más preferiblemente por debajo de aproximadamente -106°C (-160°F) e incluso de manera más preferible por debajo de aproximadamente -115°C (-175°F). En otro ejemplo del método de soldadura, se usa el proceso GMAW para producir una química de metal soldado que comprende hierro y aproximadamente 0.10% en peso de carbón, (de preferencia menos de aproximadamente 0.10% en peso de carbón, de mayor preferencia desde aproximadamente 0.07 hasta aproximadamente 0.08% en peso de carbón), aproximadamente 1.60% en peso de manganeso, aproximadamente 0.25% en peso de silicio, aproximadamente 1.87% en peso de níquel, aproximadamente 0.87% en peso de cromo, aproximadamente 0.51% en peso de molibdeno, menos de aproximadamente 75 ppm de fósforo y menos de aproximadamente 110 ppm de azufre. La entrada de calor de soldadura está en la escala de aproximadamente 0.3 kJ/mm hasta aproximadamente 1.5 kJ/mm (7.6 kJ/pulgada a 38 kJ/pulgada) y un precalentamiento de aproximadamente 100°C se emplea (212°F). La soldadura se hace sobre un acero, tal como cualquiera de los aceros antes descritos utilizando un gas de blindaje en base a argón, con menos de aproximadamente 1% en peso de oxígeno. La soldadura a través de este método proporciona una soldadura que tiene una resistencia a la tensión mayor que aproximadamente 900 MPa (130 ksi), de preferencia mayor de aproximadamente 930 MPa (135 ksi), de mayor preferencia mayor de aproximadamente 965 MPa (140 ksi), e incluso más preferiblemente de por lo menos aproximadamente 1000 MPa (145 ksi) . Además, la soldadura mediante este método proporciona un método al soldado con una DBTT por debajo de aproximadamente -73°C (-100°F), preferiblemente por debajo de aproximadamente -96°C (-140°F), más preferiblemente por debajo de aproximadamente -106°C (-160°F) e incluso de manera más preferible por debajo de aproximadamente -115CC (-175°F) . En otro ejemplo el método de soldadura, se usa el proceso de soldadura de gas inerte de tungsteno (TIG) para producir una química de metal soldado que contiene hierro y aproximadamente 0.07% en peso de carbón, (de preferencia menos de aproximadamente 0.07% en peso de carbón), aproximadamente 1.80% en peso de manganeso, aproximadamente 0.20% en peso de silicio, aproximadamente 4.00% en peso de níquel, aproximadamente 0.5% en peso de cromo, aproximadamente 0.40 en peso de molibdeno, aproximadamente 0.02% en peso de cobre, aproximadamente 0.02% de aluminio, aproximadamente 0.010% en peso de titanio, aproximadamente 0.015% en peso de circonio (Zr) , menos de aproximadamente 50 ppm de fósforo y menos de aproximadamente 30 ppm de azufre. La entrada de calor de soldadura está en la escala de aproximadamente 0.3 kJ/mm hasta aproximadamente 1.5 kJ/mm (7.6 kJ/pulgada a 38 kJ/pulgada) y se usa un calentamiento de aproximadamente 100°C (212°F) se emplea. La soldadura se hace sobre un acero, tal como cualquiera de los aceros antes descritos utilizando un gas de blindaje en base a argón, con menos de aproximadamente 1% en peso de oxígeno. La soldadura mediante este método proporciona una soldadura que tiene una resistencia a la tensión superior a aproximadamente 900 MPa (130 ksi), de preferencia mayor de aproximadamente 930 MPa (135 ksi), de mayor preferencia mayor de aproximadamente 965 MPa (140 ksi), e incluso más preferiblemente de lo menos aproximadamente 1000 MPa (145 ksi) . Además, la soldadura mediante este método proporciona un metal soldado con una DBTT por debajo de aproximadamente -73°C (-100°F), preferiblemente menor de aproximadamente -96°C (-140°F), más preferiblemente por debajo de -106°C (-160°F) aproximadamente, y aún de manera más preferible por debajo de aproximadamente -115°C (-175°F). Las químicas de metal soldado similares a aquellas mencionadas en los ejemplos pueden hacerse utilizando cualquiera de los procesos de soldadura GMAW o TIG. Sin embargo, las soldaduras TIG son anticipadas por tener menor contenido de impureza y una microestructura más altamente refinada que las soldaduras GMAW, y mejorando por lo tanto la tenacidad a baja temperatura. Una persona con experiencia en la técnica tiene conocimiento y experiencia de requisito para utilizar la información provista en la presente para soldar placas de acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta para producir uniones que tienen la resistencia elevada adecuada y la tenacidad a la fractura para uso en la construcción de las tuberías y otros componentes de la presente invención. Otros métodos de unión o soldadura adecuados pueden existir o ser desarrollados a partir de la presente. Todos los métodos de unión o soldadura están dentro del alcance de la presente invención. Construcción de Tuberías y Otros Componentes Sin limitar de esta manera la invención: las tuberías y otros componentes (i) construidos a partir de materiales que comprende aceros de baja aleación de resistencia extremadamente alta que contiene menos del 9% en peso de níquel y (ii) que tienen resistencia y tenacidad a la fractura a temperatura criogénica adecuadas para contener fluidos de temperatura criogénica, particularmente PLNG, están provistos; además, las tuberías y otros componente construidos a partir de materiales que comprenden aceros de baja aleación de resistencia extremadamente elevada que contienen menos del 9% de níquel y que tienen una resistencia a la tensión mayor de 830 MPa (120 ksi) y una DBTT menor de aproximadamente -73°C (-100°F) se proporciona; además, contenedores y otros componentes (i) construidos a partir de materiales que comprende aceros de baja aleación de resistencia extremadamente alta que contiene menos de aproximadamente 3% en peso de níquel y (ii) que tienen resistencia y tenacidad a la fractura a temperatura criogénica adecuada para contener fluidos de temperatura criogénica, particularmente PLNG, están provistos; además, tuberías y otros componente, (i) construidos a partir de materiales que comprenden aceros de baja aleación de resistencia extremadamente elevada que contienen menos de aproximadamente 3% en peso de níquel y (ii) que tienen resistencia a la tensión que excede de aproximadamente 1000 MPa (145 ksi) y una DBTT menor de aproximadamente -73°C (-100°F) están provistos. Tales tuberías y otros componentes son construidos preferiblemente a partir de aceros de baja aleación de resistencia extremadamente alta con excelentes tenacidades a temperatura criogénica descritas en la presente . Las tuberías y otros componentes de esta invención se construyen preferiblemente a partir de placas discretas de acero de baja aleación de resistencia extremadamente elevada con excelente tenacidad a temperatura criogénica. Cuando es aplicable, las uniones de las tuberías y otros componentes tienen preferiblemente la misma resistencia y tenacidad que las placas de acero de baja aleación de resistencia extremadamente elevada. En algunos casos, una soldadura de menor resistencia de la tensión del orden de aproximadamente 5% hasta aproximadamente 10% pueden justificarse para ubicaciones de menor tensión. Las uniones con las propiedades preferidas pueden hacerse mediante cualesquiera de las técnicas de unión adecuadas. Las técnicas de unión ilustrativas descritas en la presente, bajo el subencabezado "Métodos de Unión para Construcción de Tuberías y Otros Componentes" . Como será familiar para aquellos con experiencia en la técnica, la prueba Charpy de muesca en V (CVN) puede utilizarse para el propósito de determinación de la tenacidad a la fractura y el control de fractura en el diseño de tuberías para transportar fluidos a temperatura criogénica presurizados, tales como PLNG, particularmente a través del uso de la temperatura de transición de dúctil a frágil (DBTT) . La DBTT define dos regímenes de fractura en aceros estructurales. A temperaturas debajo de la DBTT, la falla en la prueba Charpy de muesca en V tiende a ocurrir por la fractura (frágil) de fisura de baja energía, en tanto que a temperatura sobre la DBTT, la falla tiende a ocurrir mediante fracturas dúctiles de alta energía. Las tuberías que están construidos a partir de aceros soldados para la transportación de PLNG y para otros servicios, a temperatura criogénica de soporte de carga deben tener DBTTs, como se define mediante la prueba Charpy de muesca en V, debajo de la temperatura de servicio de la estructura a fin de evitar la falla por fragilidad. Dependiendo del diseño, las condiciones de servicio y/o los requerimientos de la sociedad de clasificación aplicable, el desplazamiento de temperatura DBTT requerido puede ser desde 5°C a 30°C (9°F a 54°F) debajo de la temperatura de servicio. Como será conocido para aquellos con experiencia en la técnica, las condiciones de operación tomadas en consideración en el diseño de tuberías construidos a partir de acero soldado para almacenar y transportar fluidos criogénicos presurizados, tales como PLNG, incluyen entre otras cosas, la presión y temperatura de operación, así como tensiones adicionales que probablemente son impuestas sobre el acero y la soldadura (ver Glosario) . Las mediciones de mecanismos de fractura estándar tales como (i) una intensidad de tensión crítica (KIC) , el cual es una medición de la tenacidad a la fractura de deformación plana, y (ii) desplazamiento de abertura de extremo de la grieta (CTOD) , que puede utilizarse para medir la tenacidad de la fractura plástica-elástica ambas de las cuales son conocidas para aquellos con experiencia en la técnica, pueden usarse para determinar la tenacidad a la fractura del acero y las soldaduras. Los códigos industriales generalmente aceptables para el diseño de estructura de acero, por ejemplo, como se presenta en la publicación BSl "Guidance on methods for assessing the acceptability of flaws in fusión welded structures", referida frecuentemente como "PD 6493 : 1991", pueden utilizarse para determinar los tamaños de falla máxima permisible para la tubería en base a la tenacidad a la fractura del acero y la soldadura (incluyendo HAZ) y las tensiones impuestas sobre la tubería. Una persona con experiencia en la técnica puede desarrollar un programa de control de fractura para mitigar la iniciación de la fractura a través de (i) un diseño apropiado de la tubería para reducir al minimo las tensiones impuestas, (ii) control de calidad de manufactura apropiado para reducir al mínimo los defectos, (iii) control apropiado de las cargas del ciclo de vida y presiones aplicadas a la tubería y (iv) un programa de inspección adecuado para detectar de manera confiable las fallas y defectos en la tubería. Una filosofía de diseño preferida para el sistema de la presente invención es la "falla antes que el derrame", como es conocido para aquellos con experiencia en la técnica. Esas consideraciones son referidas generalmente en la presente como "principios conocidos de mecánica de fractura" . El siguiente es un ejemplo no limitante de aplicación de esos principios de mecanismos de fractura conocidos en un procedimiento para calcular la profundidad de falla crítica para una longitud de falla dada para uso en un plan de control de fractura para evitar la iniciación de fractura en una tubería de acuerdo con la invención. La FIGURA 2B ilustra una falla de longitud de falla 315 y profundidad de falla 310. PD6493 se usa para calcular los valores para la gráfica de tamaño de falla crítica 300 mostrada en la FIGURA 2A en base a las siguientes condiciones de diseño para un contenedor o recipiente a presión: Diámetro de tubería: 914mm (36 pul) Espesor de pared de tubería: 20 mm (0.787 pul) Resistencia Axial de Operaciones 0.80 mm (multiplicado por) SMYS=662 MPa(96ksi; Para el propósito de este ejemplo, una longitud de falla de superficie de 1QQ mm (4 pulgadas), por ejemplo, una falla circunferencial ubicada en una soldadura de cincha se asume. Haciendo referencia ahora a la FIGURA 2A, la gráfica 300 muestra el valor de la profundidad de la falla crítica como una función de la tenacidad a la fractura CTOD y de tensión residual, para niveles de tensión residual de 15, 25, 50, 75 y 100 por ciento de límite elástico. Las tensiones residuales pueden generarse debido a la fabricación y soldadura; y PD6493 recomienda el uao de un valor de tensión residual de 100 por ciento del límite elástico en soldadura (incluyendo la soldadura HAZ) a menos que las soldaduras sean aliviadas de la tensión utilizando técnicas tales como el tratamiento de calor de post soldadura (PWHT) o la liberación de tensión mecánica. Con base a la tenacidad a la fractura CTOD del acero en la temperatura de servicio mínima, la fabricación de la tubería puede ajustarse para reducir las tensiones residuales y un programa de inspección puede implementarse (tanto para la inspección inicial como la inspección en servicio) para detectar y medir la fallas para comparación contra el tamaño de falla crítico. En este ejemplo, si el acero tiene una tenacidad CTOD de 0.30 mm a la temperatura de servicio mínima (como se midió utilizando muestras de laboratorio) y las tensiones residuales se reducen hasta 15 por ciento de límite elástico del acero, entonces el valor para la profundidad de falla crítica es de aproximadamente 1 mm (véase el punto 320 en la FIGURA 2A) . Siguiendo los procedimientos de cálculo similares, más bien conocidos para aquellos con experiencia en la técnica, pueden determinarse las profundidades de falla crítica para varias longitudes de falla así como varias geometrías de falla. Utilizando esta información, un programa de control de calidad y programa de inspección (técnicas, dimensiones de falla detectable, frecuencia) pueden desarrollarse para asegurar que las fallas son detectadas y solucionadas antes de que alcancen la profundidad de falla crítica o antes de la aplicación de las cargas de diseño. En base a las correcciones empíricas publicadas entre CVN, K?C y la tenacidad a la fractura CTOD, la tenacidad CTOD de 0.30 mm generalmente se relaciona a un valor CVN de aproximadamente 44 J. Ese ejemplo no está destinado a limitar esta invención en forma alguna. Para tuberías y otros componentes que requieren flexión del acero, por ejemplo, en una forma cilindrica para una tubería o en una forma tubular para una tubería, el acero es flexionado preferiblemente en la forma deseada a temperatura ambiente a fin de evitar que afecte en forma nociva la -excelente tenacidad a temperatura criogénica del acero. El acero debe ser calentado para lograr la forma deseada después de la flexión, el acero es calentado preferiblemente hasta una temperatura no superior de aproximadamente 600°C (1112°F) a fin de preservar los efectos benéficos sobre la microestructura de acero como se describió antes . Las ventajas únicas asociadas con tales tuberías y otros componentes se describen en detalle a continuación. Sistemas de Distribución de Red de Tubería Haciendo referencia a la FIGURA 1, un sistema de red de distribución de tubería 10 de acuerdo a la presente invención para la distribución de PLNG incluye preferiblemente por lo menos un contenedor de almacenaje 12, por lo menos una tubería 14 de distribución primaria, y por lo menos un sitio 16 de destino. El sitio 16 de destino puede ser, para propósitos de ejemplo solamente sin por lo tanto limitar esta invención, una estación de reabastecimiento, una planta de fabricación, o un sitio de vaporización LNG en una tubería de gas natural. El sistema de red de distribución de tubería ilustrado en la Figura 1 también tiene por lo menos una tubería 18 de distribución secundaria, y por lo menos una tubería de distribución terciaria 15. El sistema 10 de red de distribución de tubería es designado preferiblemente para controlar la fuga de calor en el sistema, para controlar la vaporización de PLNG. La fuga de calor puede ser controlada por medios conocidos por aquellos expertos en la técnica, tales como por aislamiento y espesor apropiados de aislamiento alrededor de las tuberías, tales como la tubería 14 de distribución primaria, y alrededor del contenedor 12 de almacenaje. Adicionalmente, la facilidad del manejo de vapor (no mostrado en la Figura 1) incluye un relicuefactor que puede incluir en sistema 10 de red de distribución de tubería, o el exceso de vapor puede utilizarse para el equipo de combustible de gas suministrado. EL PLNG es preferiblemente bombeado por una bomba criogénica (no mostrada en la Figura 1) . Adicionalmente, las bombas criogénicas son preferiblemente utilizadas en varias ubicaciones completamente del sistema 10 de red de distribución de tubería para mantener la presión, y también así la temperatura, del PLNG siendo bombeada a través del sistema dentro de los rangos deseado. Las bombas criogénicas apropiadas pueden ser seleccionadas por aquéllos expertos en la técnica. Preferiblemente, un válvula de verificación (no mostrada en la Figura 1) entre el sitio 16 de destino y el bombeo en el sistema, por ejemplo, la tubería 18 de distribución secundaria, previene que el flujo regrese desde el sitio 16- de destino detrás de la tubería. Una ventaja del sistema de red de distribución de tubería de esta invención es que el PLNG (un líquido) pueda ser bombeado a los sitios de destino, por lo que evita el costo incrementado de la compresión asociada con el sistema de distribución de gas típico.

Una terminal de recepción típica para PLNG está ubicada en la pendiente para recibir PLNG de un barco de tanque PLNG. La terminal preferiblemente tiene por lo menos un contenedor 12 de almacenaje PLNG y facilidades (no mostrado en la Figura 1) para vaporizar el PLNG. Un sistema 10 de red de distribución de tubería para una red metropolitana con 100 distribuidores/usuarios PLNG cada uno requiriendo aproximadamente 3,000 galones de PLNG un día, por ejemplo, incluyendo a 10" de tubería 14 de distribución primaria, aproximadamente diez 3" de tuberías 18 de distribución secundaria, y aproximadamente cien 1.5" de tuberías 15 de distribución terciarias. Las tuberías y otros componentes de los sistemas de red de distribución de tubería antes descritos para la distribución de PLNG están construidos preferiblemente a partir de cualquier acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta adecuado como se describe en la presente, tal como cualquiera de los aceros descritos anteriormente bajo el subtitulo "Acero para Construcción de Componentes y Recipientes" . Las tuberías y otros componentes están dimensionados de acuerdo con las necesidades del proyecto PLNG en el que se utilizará el sistema de red de distribución de tubería. Adicional a la información proporcionada en esta especificación, una persona con experiencia en la técnica puede utilizar prácticas de ingeniería estándar y referencia disponibles en la industria para determinar las dimensiones necesarias, espesor de pared, etc., para las tuberías y otros componentes y para construir y operar el sistema de red de distribución de tubería de esta invención. Los sistemas de la invención son utilizados de manera ventajosa para contener y distribuir/transportar PLNG. Adicionalmente, los sistemas de esta invención están usados de manera ventajosa (i) para contener y transportar otros fluidos criogénicos presurízados, (ii) para contener y transportar fluidos no criogénicos presurizados, o (iii) para contener y transportar fluidos criogénicos a presión atmosférica . En tanto que la invención anterior se ha descrito en términos de una o más modalidades preferidas, puede comprenderse que otras modificaciones se pueden hacer sin apartarse del alcance de la invención, el cual está establecido en las reivindicaciones anexas.

Glosario de términos : Temperatura de transformación Aci: la temperatura a la que la austenita empieza a formarse durante el calentamiento; Temperatura de transformación Ac3: la temperatura a la que la transformación de ferrita a austenita se completa durante el calentamiento; Temperatura de transformación Ari: la temperatura a la cual la transformación de austenita a ferrita o para la ferrita más la cementita se completa durante el enfriamiento; Temperatura de transformación Ar3: la temperatura a la cual la austenita empieza a transformarse a ferrita durante el enfriamiento; Temperaturas criogénicas : temperaturas inferiores a aproximadamente -40°C (-40°F) CTOD: desplazamiento de abertura de extremo de grieta; CVN: muesca Charpy en V DBTT (Dúctil a la Temperatura de delinea los dos regímenes de Transición de Fragilidad) : fractura en aceros estructurales; a temperaturas por debajo de la DBTT, la falla tiende a ocurrir mediante fractura de fisura de baja energía (fragilidad) , en tanto que a temperaturas por encima de la DBTT, la falla tiende a ocurrir mediante fractura dúctil de alta energía; Esencialmente; sustancialmente 100% en volumen; g: aceleración local debida a la gravedad; Gm3: mil millones de metros cúbicos; GMAW: soldadura de arco de metal de gas Partículas- de endurecimiento: una o más de e-cobre, Mo2C, o los carburos y carbonitruros de niobio y vanadio; HAZ: zona afectada por el calor; Rango de temperatura intercrítica: desde aproximadamente la temperatura de transformación Aci hasta aproximadamente la temperatura de transformación Ac3 sobre el calentamiento, y desde aproximadamente la temperatura de transformación Ar3 hasta aproximadamente la temperatura de transformación Ari en el enfriamiento; K-ic- factor de intensidad de tensión crítica; kJ: kilojoule; kPa: miles de Paséales; ksi: miles de libras por pulgada cuadrada; Acero de baja aleación: un acero que contiene hierro y menos de aproximadamente 10% en peso de aditivos de aleación totales; MA: martensita-austenita; Tamaño de falla máximo permisible: longitud y profundidad de falla crítica; Mo2C: una forma de carburo de molibdeno; MPa: millones de Paséales; Temperatura de transformación Ms: la temperatura a la que la transformación de la austenita o martensita empieza durante el enfriamiento; PLNG: gas licuado y presurizado; Predominantemente: por lo menos 50 por ciento en volumen aproximadamente; ppm: partes por millón; psiar: libras por pulgada cuadrada absoluta; Templado: enfriamiento acelerado por cualesquier medio mediante el cual un fluido es seleccionado por su tendencia a incrementar la velocidad de enfriamiento del acero se utiliza, en oposición al enfriamiento con aire; Velocidad de templado la velocidad de enfriamiento en el (enfriamiento) : centro, o sustancialmente en el centro, del espesor de placa; Temperatura de Terminación de la temperatura más alta, o Templado: sustancialmente la más alta alcanzada en la superficie de la placa, después de que el templado termina, debido al calor transmitido desde el espesor medio de la placa; QST: Temperatura de Terminación de Templado; Loza: una pieza de acero que tiene cualesquiera dimensiones; Camión cisterna: Cualesquiera medios para distribución con base en tierra vehicular de PLNG-LNG, u otros fluidos criogénicos, incluyendo sin limitación, camiones cisterna, ferrocarriles y barcazas; TCF: un billón de pies cúbicos; Resistencia a la tensión: en prueba de tensión, la relación de carga máxima al área de sección transversal original; Soldadura TIG-: soldadura de gas inerte de tungsteno; Temperatura T^: la temperatura debajo de la cual la austenita no se recristaliza; USPTO: Oficina de Patentes y Marcas de los Estados Unidos; y Soldadura : una unión soldada, que incluye: (i) el metal soldado, (ii) la zona afectada por calor (HAZ) , y (iii) el metal de base en la "proximidad cercana" de la HAZ. La porción del metal de base que se considera dentro de la "cercanía próxima" del HAZ y por lo tanto, una parte de la soldadura, varía dependiendo de los factores conocidos por aquellos con experiencia en la técnica, por ejemplo, sin limitación, el ancho de la soldadura, el tamaño del artículo que se soldó, el numero de soldadura requerido para fabricar el artículo, y las distancias entre las soldaduras.

Claims (14)

1. REIVINDICACIONES 1. Una tubería adecuada para uso en un sistema de red de distribución de tubería para transportar gas natural licuado y presurizado a una presión de aproximadamente 1035 kPa (150 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y a una temperatura de -123°C (-190°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F), en donde la tubería está construida mediante flexión y unión juntas de por lo menos una placa discreta de un material que comprende un acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que contiene menos del 9% en peso en níquel y tiene una resistencia de la tensión de más de 830 MPa (120 ksi) y una DBTT de menos de aproximadamente -73°C (-100°F), y en donde cualquier costura formada por la unión tiene una resistencia y tenacidad adecuada en las condiciones de presión y temperatura para contener el gas natural licuado y presurizado.
2. 2. La tubería de conformidad con la reivindicación 1, caracterizada porque la costura tiene una resistencia de por lo menos aproximadamente 90% de la resistencia a la tensión del acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta.
3. 3. La tubería de conformidad con la reivindicación 1, caracterizada porque la costura tiene una DBTT de menos de aproximadamente -73°C (-100°F).
4. 4. La tubería de conformidad con la reivindicación 1, caracterizada porque la costura está formada mediante soldadura de arco metálico de gas.
5. 5. La tubería de conformidad con la reivindicación 1, caracterizada porque la costura se forma mediante soldadura de gas inerte de tungsteno.
6. 6. Un sistema de red de distribución de tubería para distribuir un gas natural licuado presurizado, en donde el sistema de red de distribución de tubería tiene por lo menos una tubería que está construida mediante flexión y unión juntas de por lo menos una placa discreta de un material que comprende un acero de baja aleación de resistencia extremadamente elevada que contiene menos de 9% en peso en níquel y que tiene una resistencia a la tensión mayor de 830 MPa y una DBTT menor a aproximadamente -73 °C (-100°F), y en donde cualquier costura formada por la unión tiene la resistencia y la tenacidad adecuada en las condiciones de presión y temperatura para contener el gas natural licuado y presurizado a una presión de aproximadamente 1035 kPa (150 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y a una temperatura de aproximadamente -123°C (-190°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F) .
7. 7. Un método de transportación de un gas natural licuado y presurizado desde un sitio de almacenamiento hasta un sitio de destino, el método que comprende las etapas de: (a) administrar el gas natural licuado presurizado que tiene una presión de aproximadamente 1035 kPa (150 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y una temperatura de aproximadamente -123°C (-190°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F), para una entrada de un sistema de red de distribución de tubería en el sitio de almacenamiento, en donde el sistema de red de distribución de tubería tiene por lo menos un tubo que está construido mediante flexión y unión juntas de por lo menos una placa discreta de un material que comprende un acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que contiene menos de 9% en peso de níquel y que tiene una resistencia a la tensión mayor de 830 MPa (120 ksi) y una DBTT menor de aproximadamente -73°C (-100°F) , y en donde cualquier costura formada por la unión tiene una resistencia y tenacidad adecuadas a las condiciones de presión y temperatura para contener el gas natural licuado presurizado; y (b) bombear el gas natural licuado y presurizado hacia una salida del sistema de red de distribución de tubería en el sitio del destino.
8. 8. El método de conformidad con la reivindicación 7, caracterizado porque el equipo de vaporización para convertir el gas natural licuado presurizado a un gas y el suministro de el gas a los usuarios o distribuidores está conectado a la salida del sistema de red de distribución de tubería .
9. 9. El método de conformidad con la reivindicación 8, que comprende además la etapa de: (c) suministrar el gas hacia una tubería de gas.
10. 10. El método de conformidad con la reivindicación 7, caracterizado porque el sistema de red de distribución de tubería tiene por lo menos un recipiente de almacenamiento, en donde el recipiente de almacenamiento está construido por la unión de una pluralidad de placas discretas de un material que comprende un acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que contiene menos de 9% en peso de níquel y tiene una resistencia de la tensión mayor de 830 MPa (120 ksi) y una DBTT menor de aproximadamente menos de -73°C (-100°F), y en donde las uniones entre las placas discretas tienen la resistencia y tenacidad adecuada a las condiciones de presión y temperatura para contener el gas natural licuado presurizado .
11. 11. Un sistema para distribuir gas natural licuado presurizado a una presión de aproximadamente 1035 kPa (150 psi) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y a una temperatura de aproximadamente -123°C (-190°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F), el sistema que comprende un sistema de red de distribución de tubería con una entrada para recibir el gas natural licuado y presurizado, en donde el sistema de red de distribución de tubería tiene por lo menos un tubo que está construido mediante la flexión y unión de por lo menos una placa discreta de un material que comprende un acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que contiene menos de 9% en peso de níquel y que tiene una resistencia a la tensión mayor que 830 Mpa (120 ksi) y una DBTT inferior a aproximadamente menos -73°C (-100°F), y en donde cualquier costura formada por la unión tiene la resistencia y tenacidad adecuada a las condiciones de presión y temperatura para contener el gas natural licuado presurizado.
12. 12. El sistema de conformidad con la reivindicación 11, caracterizado porque el sistema de red de distribución de tubería por lo menos un recipiente de almacenamiento, en donde el recipiente de almacenamiento está construido mediante la unión de una pluralidad de placas discretas de un material que comprende un acero de baja aleación de resistencia extremadamente elevada que contiene menos de 9% en peso de níquel y que tiene una resistencia a la tensión de más de 830 MPa (120 ksi) y una DBTT de menos de aproximadamente de -73°C (-100°F), y en donde las uniones entre las placas discretas tienen la resistencia y tenacidad adecuada a las condiciones de presión y temperatura para contener el gas natural licuado presurizado.
13. 13. Un recipiente para almacenar gas natural licuado presurizado a una presión de aproximadamente 1725 kPa (250 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y a una temperatura desde aproximadamente -112°C (-170°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F), el recipiente que está construido mediante la unión de una pluralidad de placas discretas de materiales que comprenden un acero de alta resistencia de baja aleación que contienen menos de aproximadamente 2% en peso de níquel y que tiene la resistencia y tenacidad a la fractura adecuada para contener el gas natural licuado presurizado, en donde las uniones entre las placas discretas tienen la resistencia y tenacidad adecuada a las condiciones de presión y temperatura para contener el gas natural licuado presurizado.
14. 14. Un recipiente adecuado para el uso en un sistema de red de distribución de tubería para transportar gas natural licuado presurizado a una presión de aproximadamente 1725 kPa (250 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y a una temperatura de aproximadamente -112°C (-170°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F), el recipiente que está construido mediante la unión de una pluralidad de placas discretas de materiales que comprenden un acero de alta resistencia de baja aleación que contiene menos de aproximadamente 2% en peso de níquel y que tiene la resistencia y tenacidad a la fractura adecuadas para contener el gas natural licuado y presurizado, en donde las uniones entre las placas discretas tienen una resistencia y tenacidad adecuada en las condiciones de presión y temperatura para contener el gas natural licuado presurizado.