CH694327A5 - Behälter, Anlage mit einem Tanklastfahrzeug und Verfahren zum Transportieren von Flüssigerdgas. - Google Patents

Behälter, Anlage mit einem Tanklastfahrzeug und Verfahren zum Transportieren von Flüssigerdgas. Download PDF

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CH694327A5
CH694327A5 CH02348/99A CH234899A CH694327A5 CH 694327 A5 CH694327 A5 CH 694327A5 CH 02348/99 A CH02348/99 A CH 02348/99A CH 234899 A CH234899 A CH 234899A CH 694327 A5 CH694327 A5 CH 694327A5
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plng
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CH02348/99A
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Ronald R Bowen
Moses Minta
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Exxonmobil Upstream Res Co
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    • F17C2265/00Effects achieved by gas storage or gas handling
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    • F17C2265/00Effects achieved by gas storage or gas handling
    • F17C2265/06Fluid distribution
    • F17C2265/061Fluid distribution for supply of supplying vehicles
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    • F17C2265/00Effects achieved by gas storage or gas handling
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Description


  



   



   Die vorliegende Erfindung betrifft einen Behälter, der zum Einsatz  in einem Tanklastkraftfahrzeug geeignet ist, um ein Flüssigerdgas  unter Druck zu transportieren, bei einem Druck von 1035 kPa, entsprechend  150 psia bis 7590 kPa, entsprechend 1100 psia und einer Temperatur  von -123 DEG C, entsprechend -190 DEG F bis -62 DEG C, entsprechend  -80 DEG F, und ein Verfahren zur Herstellung des Behälters. 



   Auch betrifft sie eine Anlage, die ein solches Tanklastkraftfahrzeug  mit einem solchen Behälter aufweist. 



   Schliesslich betrifft sie auch ein Verfahren zum Transport des genannten  Flüssigerdgases mit einem solchen Tanklastkraftfahrzeug mit einem  solchen Behälter. Offenbart sind Ausführungen für die landgestützte  Verteilung mittels Fahrzeugen von Flüssigerdgas unter Druck, nachfolgend  mit PLNG bezeichnet, und genauer gesagt derartige Ausführungen, welche  Behälter enthalten, die aus einem ultrahochfesten, niedrig legierten  Stahl konstruiert sind, der weniger als 9 Gew.-% Nickel enthält,  und eine Zugfestigkeit von mehr als 830 Mpa entsprechend 120 ksi  und eine-Duktil-Spröd-Übergangstemperatur, nachfolgend mit DBTT bezeichnet,  von weniger als etwa -73 DEG C, entsprechend -100 DEG F, aufweist.  Hintergrund der Erfindung  



   In der folgenden Beschreibung sind verschiedene Begriffe definiert.  Zur Vereinfachung ist unmittelbar vor den Patentansprüchen ein Glossar  von Begriffen vorgesehen. 



     Viele Erdgasquellen finden sich in entfernten Gegenden, in grosser  Entfernung von irgendwelchen Handelsmärkten für das Gas. Manchmal  ist eine Pipeline zum Transport erzeugten Erdgases zu einem Handelsmarkt  verfügbar. Wenn der Pipelinetransport zu einem Handelsmarkt nicht  durchführbar ist, wird erzeugtes Erdgas häufig zu Flüssigerdgas,  nachfolgend mit LNG bezeichnet, verarbeitet, für den Transport zum  Markt. Das Flüssigerdgas LNG wird typischerweise mit speziell konstruierten  Tankschiffen transportiert, und dann an einem Importterminal in der  Nähe des Marktes gespeichert und rückverdampft. Die zum Verflüssigen,  Transportieren, Speichern und Rückverdampfen von Erdgas verwendeten  Einrichtungen sind im Allgemeinen recht teuer; und ein typisches,  herkömmliches LNG-Projekt kann von 5 Mrd. Dollar    bis 10 Mrd.

   Dollar  kosten, einschliesslich der Felderschliessungskosten. Ein typisches  LNG-Projekt "auf der grünen Wiese" erfordert einen minimalen Erdgasvorrat  von etwa 280 Gm<3> (10 TCF (Billionen Kubikfuss)), und die LNG-Kunden  sind üblicherweise grosse Energieversorgungsunternehmen. Häufig sind  Erdgasvorräte, die in entfernten Gegenden entdeckt werden, kleiner  als 280 Gm<3> (10 TCF). Selbst für Erdgasvorräte, welche die Minimalanforderung  von 280 Gm<3> (10 TCF) erfüllen, sind zeitlich sehr lange Verpflichtungen  über 20 Jahre oder mehr von allen Beteiligten erforderlich, nämlich  dem LNG-Versorger, dem LNG-Verlader und dem LNG-Kunden in Gestalt  eines grossen Energieversorgers, um kostengünstig das Erdgas als  LNG zu verarbeiten, zu speichern, und zu transportieren.

   Wenn für  potenzielle LNG-Kunden eine alternative Gasquelle vorhanden ist,  beispielsweise Pipelinegas, ist die herkömmliche LNG-Lieferkette  häufig unter Kostengesichtspunkten nicht wettbewerbsfähig. 



   Eine herkömmliche LNG-Anlage erzeugt LNG bei Temperaturen von etwa  -162 DEG C (-260 DEG F) und bei Atmosphärendruck. Ein typischer Erdgasstrom  gelangt in eine herkömmliche LNG-Anlage bei Drucken von etwa 4830  kPa (700 psia) bis etwa 7600 kPa (1100 psia) und Temperaturen von  etwa 21 DEG C (70 DEG F) bis etwa 38 DEG C (100 DEG F) hinein. Bis  zu etwa 476 000 Kühlungs-kw (350 000 Kühlungs-Horsepower) wird benötigt,  um die Temperatur des Erdgases auf die sehr niedrige Auslasstemperatur  von etwa -162 DEG C (-260 DEG F) in einer herkömmlichen LNG-Anlage  mit zwei Zweigen zu verringern.

   Wasser, Kohlendioxyd, schwefelhaltige  Verbindungen wie beispielsweise Schwefelwasserstoff, andere saure  Gase, n-Pentan und höhere Kohlenwasserstoffe einschliesslich Benzol,  müssen im Wesentlichen von dem Erdgas während der herkömmlichen LNG-Verarbeitung  entfernt werden, herunter bis zu Niveaus von Teilen pro Million (ppm),  da anderenfalls diese Verbindungen ausfrieren, und zu Verstopfungsproblemen  in den Prozesseinrichtungen führen. Bei einer herkömmlichen LNG-Anlage  ist eine    Gasbehandlungseinrichtung erforderlich, um das Kohlendioxyd  und saure Gase zu entfernen. Die Gasbehandlungseinrichtung verwendet  typischerweise ein chemisches und/oder physikalisches Verfahren mit  Lösungsmittelrückgewinnung, und erfordert eine signifikante Investition  von Kapital.

   Darüber hinaus sind die Betriebskosten hoch, in Beziehung  zu jenen für andere Einrichtungen in der Anlage. Trockenbettentwässerungsmittel,  beispielsweise Molekularsiebe, sind zum Entfernen des Wasserdampfs  erforderlich. Die Absorptionskolonnen- und Fraktionierungseinrichtungen  werden dafür verwendet, die Kohlenwasserstoffe zu entfernen, die  zum Hervorrufen von Verstopfungsproblemen neigen. Quecksilber wird  ebenfalls in einer herkömmlichen LNG-Anlage entfernt, da es zu Ausfällen  bei Einrichtungen führen kann, die aus Aluminium konstruiert sind.  Darüber hinaus wird ein grosser Anteil des Stickstoffs, der in Erdgas  vorhanden sein kann, nach der Verarbeitung entfernt, da Stickstoff  während des Transports von herkömmlichem LNG nicht in der flüssigen  Phase verbleibt, und es unerwünscht ist, Stickstoffdämpfe in LNG-Behältern  am Punkt der Lieferung zu haben. 



   Behälter, Rohre und andere Einrichtungen, die in einer herkömmlichen  LNG-Anlage eingesetzt werden, sind typischerweise zumindest teilweise  aus Aluminium oder nickelhaltigem Stahl konstruiert (beispielsweise  9 Gew.-% Nickel), um die erforderliche Bruchzähigkeit bei den extrem  tiefen Verarbeitungstemperaturen bereitzustellen. Teuere Materialien  mit guter Bruchzähigkeit bei niedrigen Temperaturen, einschliesslich  Aluminium und handelsüblicher nickelhaltiger Stahl (beispielsweise  9 Gew.-% Nickel), werden typischerweise dazu eingesetzt, das LNG  in den LNG-Schiffen und an den Importterminals aufzubewahren, zusätzlich  zu ihrem Einsatz in der herkömmlichen Anlage. 



   Ein typisches, herkömmliches LNG-Schiff verwendet grosse kugelförmige  Behälter, die als Moss-Kugeln bekannt sind, um    das LNG während  des Transports zu speichern. Diese Schiffe kosten momentan mehr als  jeweils etwa 230 Mio. Dollar. Ein typisches, herkömmliches Projekt  zu Erzeugung von LNG im Mittleren Osten und dessen Transport zum  Fernen Osten kann sieben bis acht dieser Schiffe mit Gesamtkosten  von etwa 1.6 Mrd. Dollar bis 2.0 Mrd. Dollar erfordern. 



   Wie aus der voranstehenden Diskussion deutlich wird, besteht das  Bedürfnis nach einer kostengünstigeren Anlage zum Verarbeiten, Speichern  und Transportieren von LNG zu kommerziellen Märkten, damit entfernte  Erdgasvorräte gegenüber alternativen Energieversorgungen wettbewerbsfähiger  werden. Darüber hinaus ist eine Anlage erforderlich, um kleinere,  entfernte Erdgasvorräte zu vermarkten, bei denen sich anderenfalls  aus Kostengesichtspunkten eine Erschliessung verbieten würde. Darüber  hinaus ist eine kostengünstigere Vergasungs- und Verteilungsanlage  erforderlich, sodass LNG auch für kleinere Kunden unter Kostengesichtspunkten  attraktiv wird. 



   Die Hauptziele der vorliegenden Erfindung bestehen daher in der Bereitstellung  eines kostengünstigeren Behälters, und einem mit mindestens einem  solchen Behälter ausgerüsteten Tanklastkraftfahrzeuges zum Verarbeiten,  Speichern und Transportieren von LNG von entfernten Quellen zu Handelsmärkten,  und zur wesentlichen Verringerung der Schwellengrösse sowohl der  Reserven als auch des Markts, die dazu erforderlich ist, damit ein  LNG-Projekt unter Kostengesichtspunkten durchführbar wird. Eine Vorgehensweise,  um diese Ziele zu erreichen, würde darin bestehen, das LNG bei höheren  Drucken und Temperaturen zu verarbeiten, als dies in einer herkömmlichen  LNG-Anlage erfolgt, also bei Drucken oberhalb von Atmosphärendruck  und Temperaturen oberhalb von -162 DEG C (-260 DEG F).

   Zwar wurde  das allgemeine Konzept der Verarbeitung, des Speicherns und des Transports  von LNG bei erhöhten Drucken und Temperaturen in Industrieveröffentlichungen  diskutiert, jedoch diskutieren diese Veröffentlichungen im Allgemeinen  die Konstruktion von Transportbehältern aus nickelhaltigem Stahl  (beispielsweise 9    Gew.-% Nickel) oder Aluminium, die beide die  konstruktiven Anforderungen erfüllen können, jedoch sehr teure Materialien  darstellen. Beispielsweise diskutiert auf den Seiten 162-164 seines  Buches NATURAL GAS BY SEA, The Development of a New Technology, veröffentlicht  von Witherby & Co.

   Ltd., erste Ausgabe 1979, zweite Ausgabe 1993,  Roger Ffooks die Umwandlung des Liberty Schiffes Sigalpha, damit  es entweder MLG (verflüssigtes Gas unter mittleren Bedingungen) bei  1380 kPa (200 psig) und -115 DEG C (-175 DEG F) befördern kann, oder  CNG Erdgas unter Druck, nachfolgend mit CNG bezeichnet, das bei 7935  kPa (1150 psig) und -60 DEG C (-75 DEG F) verarbeitet wurde. Herr  Ffooks gibt an, dass die beiden Konzepte zwar technisch durchführbar  sind, jedoch keines von beiden "Käufer" gefunden hat - hauptsächlich  infolge der hohen Speicherkosten.

   Wie aus einer Veröffentlichung  zu diesem Thema hervorgeht, die von Herrn Ffooks erwähnt wird, stellte  für den CNG-Einsatz, also bei -60 DEG C (-75 DEG F), das Ziel des  Entwurfs ein niedrig legierter, schweissbarer, vergüteter Stahl mit  guter Festigkeit (760 Mpa (110 ksi)) und guter Bruchzähigkeit bei  Betriebsbedingungen dar. (Vgl. "A new process for the transportation  of natural gas", von R.J. Broeker, International LNG Conference,  Chicago, 1968). Diese Veröffentlichung gibt ebenfalls an, dass eine  Aluminiumlegierung die kostengünstigste Legierung für den MLG-Einsatz  darstellte, also bei der erheblich niedrigeren Temperatur von -115  DEG C (-175 DEG F).

   Weiterhin diskutiert Herr Ffooks auf Seite 164  den Entwurf "Ocean Phoenix Transport", bei welchem auf einem erheblich  niedrigeren Druck von etwa 414 kPa (60 psig) gearbeitet wird, mit  Tanks, die aus Stahl mit 9% Nickel oder einer Aluminiumlegierung  konstruiert werden konnten; und gibt erneut an, dass dieses Konzept  nicht ausreichende technische oder finanzielle Vorteile zur Verfügung  zu stellen schien, um praktisch verwirklicht zu werden.

   Vergleiche  ebenfalls: (i) US-Patent 3 298 805, welches den Einsatz eines Stahls  mit 9% Nickelgehalt oder einer hochfesten Aluminiumlegierung zur  Herstellung von Behältern für den Transport eines Erdgases unter  Druck diskutiert; und (ii) US-Patent 4 182 254, welches    Tanks  aus Stahl mit 9% Nickel oder aus ähnlichem Stahl für den Transport  von LNG diskutiert, bei Temperaturen von -100 DEG C (-148  DEG F)  bis -140 DEG C (-220 DEG F) und Drucken von 5 bis 10 Atmosphären  (also von 407 kPa (59 psia) bis 1014 kPa (147 psia));

   (iii) US-Patent  3 232 725, welches den Transport eines Erdgases im Zustand eines  einzigen Fluids in dichter Phase bei einer Temperatur diskutiert,  die so niedrig wie -62 DEG C (-80 DEG F) ist, oder in einigen Fällen  -68 DEG C (-90 DEG F) beträgt, und bei Drucken, die zumindest 345  kPa (50 psi)über dem Siededruck des Gases bei Betriebstemperaturen  liegen, unter Verwendung von Behältern, die aus Materialien wie beispielsweise  einem Stahl mit 1 bis 2 Prozent Nickel konstruiert sind, der vergütet  wurde, um eine endgültige Zugfestigkeit sicherzustellen, die sich  an den Wert von 12 0000 psi annähert; und (iv) "Marine Transportation  of LNG at Intermediate Temperature", CME März 1979, von C. P.

   Bennett,  der eine Fallstudie des Transports von LNG bei einem Druck von 3,1  MPa (450 psi) und einer Temperatur von -100 DEG C (-140 DEG F) diskutiert,  unter Verwendung eines Speichertanks, der aus einem Stahl mit 9%  Nickel oder mit 3<1>/ 2 % Nickel konstruiert ist, der vergütet wurde,  und Wände mit einer Dicke von 9<1>/ 2 % Zoll aufweist. 



   Obwohl diese Konzepte in Industrieveröffentlichungen diskutiert werden,  wird nach unserer Kenntnis LNG momentan nicht kommerziell verarbeitet,  gespeichert und transportiert bei Drucken, die wesentlich höher als  Atmosphärendruck sind, und bei Temperaturen, die wesentliche höher  sind als -162 DEG C (-260 DEG F). Dies liegt hauptsächlich an der  Tatsache, dass kostengünstige Ausführungen zum Verarbeiten, Speichern,  Transportieren und Verteilen von LNG bei derartigen Drucken und Temperaturen,  sowohl über See als auch über Land, bislang nicht kommerziell nutzbar  zur Verfügung gestellt wurden. 



   Nickelhaltige Stähle, die herkömmlich für Tieftemperaturbauanwendungen  eingesetzt werden, beispielsweise Stähle mit Nickelgehalten von mehr  als etwa 3    Gew.-%, weisen niedrige DBTTs (DBTT=Duktil-Spröd-Übergangstemperatur)  auf (ein Mass für die Zähigkeit, wie hier definiert), weisen jedoch  ebenfalls relativ niedrige Zugfestigkeiten auf. Typische, im Handel  erhältliche Stähle mit 3,5 Gew.-% Nickel, 5,5 Gew.-% Nickel bzw.  9 Gew.-% Nickel weisen eine DBTT von etwa -100 DEG C (-150 DEG F)  auf, beziehungsweise -155 DEG C (-250 DEG F), beziehungsweise -175  DEG C (-280 DEG F), und eine Zugfestigkeit von bis zu etwa 485 MPa  (70 ksi), beziehungsweise 620 MPa (90 ksi), beziehungsweise 830 MPa  (120 ksi).

   Um diese Kombinationen von Festigkeit und Zähigkeit zu  erreichen, wird mit diesen Stählen im Allgemeinen eine kostenaufwändige  Verarbeitung durchgeführt, beispielsweise eine Doppelanlassbehandlung.  Im Falle von Tieftemperaturanwendungen verwendet die Industrie momentan  diese im Handel erhältlichen, nickelhaltigen Stähle, infolge ihrer  guten Zähigkeit bei niedrigen Temperaturen, muss jedoch konstruktive  Vorkehrungen wegen ihrer relativ niedrigen Zugfestigkeiten treffen.  Die Konstruktionen erfordern übermässige Dicken des Stahls für Anwendungen  bei niedrigen Temperaturen, bei denen Lasten getragen werden. Die  Verwendung dieser nickelhaltigen Stähle bei Anwendungen mit niedrigen  Temperaturen, bei denen Lasten getragen werden, ist daher normalerweise  teuer, infolge der hohen Kosten des Stahls und gleichzeitig der erforderlichen  Stahldicken. 



   Die US-PS 6 085 528 mit dem Titel "Improved System for Processing,  Storing, and Transporting Liquefied Natural Gas", beschreibt Behälter  und Tankschiffe zum Speichern und den Seetransport von Flüssigerdgas  unter Druck (PLNG) bei einem Druck im weiten Bereich von etwa 1035  kPa (150 psia) bis etwa 7590 kPa (1100 psia) und bei einer Temperatur  im breiten Bereich von etwa -123 DEG C (-190 DEG F) bis etwa -62  DEG C (-80 DEG F). Das US-Patent 6 085 528 weist fünf Prioritäten  auf, wobei das jüngste Prioritätsdatum der 14. Mai 1998 ist. Die  weiteren Prioritätsdaten sind der 20. Juni 1997, 28. Juli 1997, 19.  Dezember 1997 und der 30. März 1998. 



     Weitere Prioritätsdaten sind der 20. Juni 1997, 28. Juli 1997,  19. Dezember 1997 und der 30. März 1998. Die PLNG-Patentanmeldungen  beschreiben jedoch keine Ausführungen für die landgestützte Verteilung  von PLNG mittels Fahrzeugen. Hierbei ist mit "landgestützte Verteilung  von PLNG mittels Fahrzeugen" die Verteilung von PLNG von zentralen  Verarbeitungs- oder Speichereinrichtungen zu Endbenutzer- oder Speichereinrichtungen  hauptsächlich über Land gemeint, beispielsweise mittels Lastkraftwagen,  Schienenfahrzeugen, oder Schuten, über vorhandene Strassensysteme,  Schienensysteme und Wassersysteme über Land. 



   LNG wird normalerweise von zentralen Verarbeitungs- oder Speichereinrichtungen  an Endbenutzerorte durch Lastkraftwagen, Schienenfahrzeuge, oder  Schuten verteilt, über vorhandene Strassensysteme, Schienensysteme,  und an Land befindliche Wassersysteme. Andere Tieftemperaturfluide,  beispielsweise flüssiger Sauerstoff, flüssiger Wasserstoff, und flüssiges  Helium werden ebenfalls routinemässig auf diese Art und Weise verteilt.  Insbesondere der Markt für LNG hat in den letzten Jahren zugenommen,  infolge der reinen Verbrennung von Erdgas.

   Um diesen zunehmenden  Marktanforderungen zu begegnen, kann das Liefern von erzeugtem Erdgas  in Form von PLNG, im Vergleich zu LNG, für den Endbenutzer vorteilhaft  sein, da das PLNG kostengünstiger verarbeitet wird, unter der Voraussetzung,  dass eine kostengünstige Vorrichtung für den Transport und das Liefern  des PLNG zur Verfügung gestellt wird. Im Vergleich zu CNG führt darüber  hinaus die höhere    Flüssigkeitsdichte von PLNG zu einer höheren  Produktmasse oder Energie für ein vorgegebenes Volumen. 



   Kohlenstoffhaltige Stähle, die üblicherweise für die Konstruktion  im Handel erhältlicher Behälter für Fluide verwendet werden, weisen  keine ausreichende Bruchzähigkeit bei tiefen Temperaturen auf, also  Temperaturen unterhalb von etwa -40 DEG C (-40 DEG F). Andere Materialien  mit besserer Tieftemperatur-Bruchzähigkeit als kohlenstoffhaltiger  Stahl, also handelsübliche nickelhaltige Stähle (3<1>/ 2  Gew.-%  Ni bis 9 Gew.-% Ni) mit Zugfestigkeiten von bis zu etwa 830 MPa (120  ksi), Aluminium (Al-5083 oder Al-5085), oder Edelstahl werden herkömmlich  dazu verwendet, im Handel erhältliche Behälter zu konstruieren, bei  denen Tieftemperaturbedingungen herrschen. Darüber hinaus werden  manchmal spezielle Materialien eingesetzt, etwa Titanlegierungen  und spezielle Verbundwerkstoffe aus mit Epoxyharz imprägniertem gewebtem  Fiberglas.

   Behälter, die aus diesen Materialien konstruiert sind,  weisen häufig keine ausreichende Festigkeit bei traditionellen Wanddicken  auf, beispielsweise etwa 2,5 cm (1 Zoll), um Tieftemperaturfluide  unter Druck festzuhalten, sodass die Wanddicken derartiger Behälter  vergrössert werden müssen, um zusätzliche Festigkeit bereitzustellen.  Dieses Gewicht ist dann zusätzlich bei den Behältern vorhanden, und  muss zusätzlich gehaltert und transportiert werden, was häufig zu  signifikanten Zusatzkosten bei einem Projekt führt. Darüber hinaus  sind diese Materialien normalerweise teurer als übliche kohlenstoffhaltige  Stähle. Die zusätzlichen Kosten zum Haltern und Transportieren der  dickwandigen Behälter, zusammen mit den erhöhten Kosten des Materials  zur Konstruktion, können häufig dazu führen, dass Projekte unter  Kostengesichtspunkten nicht mehr attraktiv sind.

   Diese Nachteile  führen dazu, dass momentan im Handel erhältliche Materialien unter  Kostengesichtspunkten unattraktiv sind, um Behälter und Anlagen für  die landgestützte Verteilung von PLNG mit Fahrzeugen zu konstruieren.  Die Entdeckung von Behältern, die für den Wassertransport von PLNG  geeignet    sind, wie dies in den PLNG-Patentanmeldungen diskutiert  wird, kombiniert mit momentanen Möglichkeiten zur Verarbeitung von  PLNG, verdeutlicht das Bedürfnis nach Ausführungen für unter Kostengesichtspunkten  attraktive, landgestützte Verteilung von PLNG mittels Fahrzeugen.  Einen signifikanten Anteil der Kosten für die landgestützte Verteilung  mittels Fahrzeugen stellen die Kapitalkosten dar, die beim Entwurf  und der Herstellung der Fahrzeugbehälter auftreten.

   Eine signifikante  Kostenersparnis bei den Kosten der Fahrzeugbehälter würde schliesslich  zu einer Gesamtverbesserung der Kostensituation bei dem landgestützten  Transport von PLNG mittels Fahrzeugen führen, und ebenso entsprechend  für LNG und andere Tieftemperaturfluide. 



   Die Verfügbarkeit einer kostengünstigeren Quelle für Erdgas, das  in Form einer Flüssigkeit transportiert und verteilt wird, würde  zu einem signifikanten Fortschritt in Bezug auf die Fähigkeit führen,  Erdgas als Brennstoffquelle zu nutzen. Nachstehend erfolgt eine kurze  Beschreibung vorhandener und sich entwickelnder Anwendungen, die  Erdgas für Energieerzeugungszwecke einsetzen, und die wesentlich  von der Verfügbarkeit eines kostengünstigeren Systems für den Transport  und die Verteilung von Erdgas in Form von PLNG profitieren würden.                                                             



   Normalerweise wird LNG mit Lastkraftfahrzeugen befördert, um Brennstoffanforderungen  an entfernten Orten zu erfüllen, an denen die Infrastruktur für eine  Erdgasverteilung nicht vorhanden ist. Lokale Bedingungen führen immer  mehr dazu, dass transportiertes LNG eine unter Kostengesichtspunkten  wettbewerbsfähige Alternative zu Gaspipelines ist, für verschiedene  grössere Energieprojekte. Eine Gasgesellschaft in Alaska hat ein  Projekt von 200 Mio. Dollar für entfernte LNG Basislastsysteme in  siebzehn Orten im südöstlichen Alaska vorgeschlagen. Weiterhin erwartet  die Gesellschaft, LNG mit Lastkraftfahrzeugen über eine Strecke von  300 Meilen von einer Verflüssigungsanlage am Cook Inlet nach Fairbanks  zu    befördern, beginnend im November 1997.

   Im östlichen Arizona  hat eine kürzlich durchgeführte Durchführbarkeitsstudie ergeben,  dass entfernte Basislast-LNG-Versorgungseinrichtungen eine alternative,  kostengünstigere Energielösung für eine Anzahl isolierter Orte ohne  momentanen Zugriff auf Gaspipelines darstellen könnten. Zusätzlich  zu Lastkraftfahrzeugen und Schuten können auch Schienenfahrzeuge  für den Transport von LNG eingesetzt werden. Diese stellen einen  neuen Trend in Bezug auf den Transport und den Einsatz grosser Volumina  von LNG dar, mit dem Potenzial für wesentliches Wachstum.

   Die sich  entwickelnde PLNG-Technik könnte dazu führen, dass unter Kostengesichtspunkten  der Einsatz von PLNG als Brennstoff bei diesen und anderen entsprechenden,  landgestützten Einsätzen durchführbar wird, falls eine kostengünstigere  Vorrichtung für die landgestützte Verteilung von PLNG mittels Fahrzeugen  verfügbar wäre. 



   Weiter ist auch der Transport von LNG mittels Lastkraftfahrzeugen,  um die Brennstoffanforderungen bestimmter Herstellungsanlagen zu  erfüllen, zu einer unter Kostengesichtspunkten wettbewerbsfähigen  Alternative geworden. Das jüngste Beispiel ist eine Gesellschaft  in Hampton, New Hampshire, die von einem Gasversorgungsvertrag mit  Propan als Reserve auf die exklusive Verwendung von LNG umgeschaltet  hat, um eine Maschine mit 5440 kW zur Erzeugung elektrischer Energie  zu betreiben, und zwei Prozesskessel mit verdampften LNG zu betreiben.  Wiederum würden weitere Verbesserungen in Bezug auf die Verteilungskosten  wahrscheinlich zu einer erhöhten Anzahl ähnlicher Einsätze führen.                                                             



   Darüber hinaus gibt es ein zunehmendes Wachstum in Bezug auf den  Einsatz von Anlagen mit "tragbarer Pipeline", nämlich transportierbaren  LNG-Verdampfern, um eine kontinuierliche, ununterbrochene Gasversorgung  sicherzustellen. Dies dient dazu, Gasgesellschaften darin zu unterstützen,  eine Versorgungsunterbrechung zu vermeiden, und den Fluss von     Erdgas zu Kunden während Zeiträumen mit Spitzenverbrauch fortzusetzen,  beispielsweise an kalten Wintertagen, bei Notfällen infolge eines  beschädigten Erdrohres, bei Wartung bei einer Gasanlage usw. Abhängig  von dem speziellen Einsatzzweck kann ein LNG-Verdampfer an einem  strategischen Punkt in dem Erdgasverteilungssystem installiert oder  angeordnet werden, und wenn die Betriebsbedingungen dies erfordern,  werden LNG-Tanklastkraftfahrzeuge eingesetzt, um das LNG zur Verfügung  zu stellen, welches verdampft wird.

   Momentan gibt es nach unserer  Kenntnis keine kommerziellen Tanklastkraftfahrzeuge für den Transport  von PLNG, statt von LNG, zu einem derartigen Verdampfer, um zusätzliches  Gas während Spitzenanforderungen zur Verfügung zu stellen. 



   Weiterhin gibt es Überlegungen, dass einige der momentanen und zukünftigen  Haupt-LNG-Importeure in Asien das grösste Potenzial für den Einsatz  von LNG als Fahrzeugkraftstoff darstellen (bis zu 20% der Importe).  Der Transport mittels Lastkraftfahrzeugen von LNG zu den Tankstellen  kann die attraktivste Option unter Kostengesichtspunkten sein, abhängig  von lokalen Bedingungen. Insbesondere kann das Nichtvorhandensein  einer vorhandenen Infrastruktur für die Gasverteilung dazu führen,  dass ein kostengünstiger Entwurf von Tankfahrzeugen dazu führt, dass  die Verteilung von PLNG (mittels Lastkraftfahrzeug, Schienenfahrzeug,  oder Schute über vorhandene Strassensysteme, Schienensysteme, und  an Land befindliche Wassersysteme) zu einer attraktiveren und kostengünstigeren  Alternative wird. 



   Es besteht das Bedürfnis nach kostengünstigen Ausführungen für die  landgestützte Verteilung von PLNG mittels Fahrzeugen, damit entfernte  Erdgasvorräte in wirksameren Wettbewerb mit alternativen Energieversorgungen  treten können. Darüber hinaus ist ein Bedürfnis nach kostengünstigeren  Ausführungen für die landgestützte Verteilung von LNG mittels Fahrzeugen  vorhanden, und von anderen Tieftemperaturfluiden. Nachstehend soll  der Begriff "Tanklastkraftfahrzeug" jede Vorrichtung für    die landgestützte  Verteilung mittels Fahrzeugen von PLNG, LNG, oder anderen Tieftemperaturfluiden  umfassen, einschliesslich - ohne Einschränkung - Tankauflieger, Schienenfahrzeuge,  und Schuten. 



   Ein spezielles Ziel der vorliegenden Erfindung besteht daher in der  Bereitstellung eines Speicherbehälter, der aus Materialien konstruiert  ist, die ausreichende Festigkeit und Bruchzähigkeit aufweisen, um  das Flüssigerdgas unter Druck festzuhalten. 



   Ein weiteres Ziel ist die Bereitstellung eines Tanklastkraftfahrzeuges  mit mindestens einem solchen Speicherbehälter.   Darstellung  der Erfindung  



   Entsprechend der vorstehend angegebenen Zielen der vorliegenden Erfindung  wird ein Behälter bereitgestellt, der durch Verbindung mehrerer diskreter  Platten aus Materialien konstruiert ist, die einen ultrahochfesten,  niedrig legierten Stahl umfassen, der weniger als 9 Gew.-% Nickel  enthält, und eine Zugfestigkeit von mehr als 830 MPa, entsprechend  120 ksi und eine Duktil-Spröd-Übergangstemperatur (DBTT) von weniger  als -73 DEG C, entsprechend -100 DEG F, aufweist, wobei Verbindungen  zwischen den diskreten Platten eine ausreichende Festigkeit und Zähigkeit  bei diesen Druck- und Temperaturbedingungen aufweisen, um das Flüssigerdgas  unter Druck festzuhalten.

   Die Ausführungen gemäss der vorliegenden  Erfindung weisen Behälter und andere Bauteile auf, die aus Materialien  konstruiert sind, die -einen ultrahochfesten, niedrig legierten Stahl  umfassen können, der weniger als 9 Gew.-% Nickel -enthält, und ausreichende  Festigkeit und Bruchzähigkeit aufweisen kann, um das Flüssigerdgas  unter Gas festzuhalten. Der Stahl weist eine ultrahohe Festigkeit  auf, beispielsweise Zugfestigkeit (wie hier -definiert), die grösser  als 830 MPa (120 ksi), und eine DBTT (wie hier definiert) die niedriger  als etwa -72 DEG C (-100 DEG F) ist.   Kurze Beschreibung der  Zeichnungen  



   Die Vorteile der vorliegenden Erfindung lassen sich noch besser unter  Bezugnahme auf die folgende, detaillierte Beschreibung und die beigefügten  Zeichnungen verstehen, wobei:      Fig. 1 einen Tanklastkraftfahrzeug-Speicher-  und Transportbehälter gemäss der vorliegenden Erfindung zeigt;     Fig. 2 ein Aufhängungssystem für einen Tanklastkraftfahrzeug-Speicher-  und Transportbehälter gemäss der vorliegenden Erfindung zeigt;     Fig. 3A eine Infrastruktur für die landgestützte Verteilung mittels  Fahrzeugen von PLNG gemäss der vorliegenden Erfindung zeigt;     Fig. 3B eine Infrastruktur für landgestützte Verteilung mittels  Fahrzeugen von PLNG gemäss der vorliegenden Erfindung zeigt;

       Fig. 4A ein Diagramm der kritischen Fehlstellentiefe, für eine  vorgegebene Fehlstellenlänge, in Abhängigkeit von der CTOD-Bruchzähigkeit  und der Restspannung ist; und     Fig. 4B die Geometrie (Länge  und Tiefe) einer Fehlstelle zeigt.  



   Zwar wird die Erfindung im Zusammenhang mit ihren bevorzugten Ausführungsformen  beschrieben, jedoch wird darauf hingewiesen, dass die Erfindung nicht  hierauf beschränkt ist. Im Gegensatz soll die Erfindung sämtliche  Alternativen, Multiplikationen und Äquivalente umfassen, die innerhalb  des Wesens und Umfangs der Erfindung liegen, wie durch die beigefügten  Patentansprüche definiert.   Wege zur Ausführung der Erfindung  

 Die vorliegende Erfindung betrifft einen Behälter und ein Tanklastkraftfahrzeug  für die landgestützte Verteilung mittels Fahrzeugen von PLNG.

   Es  werden Ausführungen zur Verfügung gestellt, um Flüssig-erdgas unter  Druck (PLNG) bei einem Druck von etwa 1035 kPa (150 psia) bis etwa  7590 kPa (1100 psia) und einer Temperatur von etwa -123 DEG C (-190  DEG F) bis etwa -62 DEG C (-80 DEG F) zu verteilen, wobei die Ausführungen  Behälter und andere Bauteile aufweisen, die aus Materialien konstruiert  sind, die einen ultrahochfesten, niedrig legierten Stahl umfassen,  der weniger als 9 Gew.-% Nickel enthält, und eine Zugfähigkeit von  mehr als 830 MPa (120 ksi) und eine DBTT von weniger als etwa -73  DEG C (-100 DEG F) aufweist.

   Weiterhin werden Ausführungen zur Verfügung  gestellt, um Flüssigerdgas unter Druck zu verteilen, bei einem Druck  von etwa 1725 kPa (250 psia) bis etwa 4830 kPa (700 psia) und bei  einer Temperatur von etwa -112 DEG C (-170 DEG F) bis etwa -79 DEG  C (-110 DEG F), wobei die Ausführungen, Behälter und andere Bauteile  aufweisen, welche (i) aus Materialien konstruiert sind, die einen  ultrahochfesten, niedrig legierten Stahl umfassen, der weniger als  9 Gew.-% Nickel enthält, und (ii) ausreichende Festigkeit und Bruchzähigkeit  aufweisen, um das Flüssigerdgas unter Druck festzuhalten.

   Weiterhin  wird ein Tanklastkraftfahrzeug für den Transport von PLNG zur Verfügung  gestellt, wobei das Tanklastkraftfahrzeug zumindest einen Speicherbehälter  aufweist, der aus Materialien konstruiert ist, die einen ultrahochfesten,  niedrig legierten Stahl umfassen, der weniger als 9 Gew.-% Nickel  enthält, und eine Zugfestigkeit von mehr als 830 MPa (120 ksi) und  eine DBTT von weniger als etwa -73 DEG C (-100 DEG F) aufweist, oder  zumindest einen Speicherbehälter, welcher (i) aus Materialien konstruiert  ist, die einen ultrahochfesten, niedrig legierten Stahl umfassen,  der weniger als 9 Gew.-% Nickel enthält, und (ii) ausreichende Festigkeit  und Bruchzähigkeit aufweist, um das Flüssigerdgas unter Druck festzuhalten.  Behälte r  



     Der Schlüssel zum Erzielen der Ausführungen gemäss der vorliegenden  Erfindung besteht in Behältern, die zum Einsatz in einem Tanklastkraftfahrzeug  zum Transport von PLNG geeignet sind, bei einem Druck von etwa 1035  kPa (150 psia) bis etwa 7590 kPa (1100 psia), und einer Temperatur  von etwa -123 DEG C (-190 DEG F) bis etwa -62 DEG C (-80 DEG F).  Bevorzugt wird PLNG erzeugt und transportiert bei einem Druck im  Bereich von etwa 1725 kPa (250 psia) bis etwa 7590 kPa (1100 psia),  und bei einer Temperatur im Bereich von etwa -112 DEG C (-170 DEG  F) bis etwa -62 DEG C (-80 DEG F). Besonders bevorzugt wird PLNG  erzeugt und transportiert bei einem Druck im Bereich von etwa 2415  kPa (350 psia) bis etwa 4830 kPa (700 psia), und bei einer Temperatur  im Bereich von etwa -101 DEG C (-150 DEG F) bis etwa -79 DEG C (-110  DEG F).

   Noch weiter bevorzugt liegen die unteren Enden des Druck-  bzw. Temperaturbereiches für PLNG bei etwa 2760 kPa (400 psia) bzw.  bei etwa -96 DEG C (-140 DEG F). Es wird ein Behälter zum Speichern  und Transportieren der PLNG zur Verfügung gestellt, wobei der Behälter  aus einem Material konstruiert ist, welches einen ultrahochfesten,  niedrig legierten Stahl umfasst, der weniger als 9 Gew.-% Nickel  enthält, und eine Zugfestigkeit von mehr als 830 MPa (120 ksi) aufweist  und eine DBTT, die niedriger ist als etwa -73 DEG C (-100  DEG F).                                                             



   Vorzugsweise ist der Behälter gemäss der vorliegenden Erfindung so  ausgelegt, dass Wärmelecks in das gespeicherte PLNG hineinminimiert  werden, also die Verdampfung des gespeicherten PLNG minimiert wird,  sodass der Hauptanteil des gespeicherten PLNG für die Lieferung im  flüssigen Zustand verbleibt. Bei einer Ausführung, welche das Dewar-Konzept  verwendet, besteht der Behälter aus einem inneren Gefäss, das innerhalb  eines äusseren Gefässes aufgehängt ist, und von dem äusseren Gefäss  durch einen Raum getrennt ist, der evakuiert ist, oder eine Isolierung  enthält. Wie aus Fig. 1 hervorgeht, weist der Behälter 10 gemäss  dieser    Ausführungsform ein inneres Gefäss 11 auf, welches PLNG  12 enthält, und von einem äusseren Gefäss 13 umschlossen wird.

   Der  Raum 14 zwischen dem inneren Gefäss 11 und dem äusseren Gefäss 13  wird am Anfang evakuiert, und vorzugsweise unter Vakuum gehalten,  um Wärmelecks infolge von Konvektion zu minimieren. Das Vakuum wird  hauptsächlich dadurch aufrechterhalten, dass Leckdichtigkeit vorgesehen  wird, unter Verwendung von Fachleuten bekannten Verfahren. Eine Beschichtung  mit hohem Emissionsvermögen, oder eine andere Oberflächenbehandlung,  ist auf der Aussenoberfläche 15 des inneren Gefässes 11 vorgesehen,  um Strahlungs-wärme-übertragung in das innere Gefäss 11 zu minimieren.  Nur als Beispiel, ohne hierdurch die vorliegende Erfindung einzuschränken,  kann die äussere Oberfläche 15 mit einer einschichtigen Umhüllung  von aluminisiertem Mylar abgedeckt sein, um Strahlungswärmeübertragung  in das innere Gefäss 11 hineinzuminimieren.

   Alternativ kann der Raum  14 mit einer Füllung aus einer mehrschichtigen Isolierung (nicht  in Fig. 1 gezeigt) gefüllt sein, um sowohl Strahlungs- als auch Konvektionswärmeübertragung  in das innere Gefäss 11 zu minimieren. Zusätzlich werden Wärmeleitungslecks  minimiert, vorzugsweise durch (i) Minimieren der Anzahl an Eindringstellen  in das innere Gefäss 11, und daher der Anzahl an Wärmeleitungspfaden,  (ii) durch Verwendung hochisolierender Materialien, und (iii) durch  sorgfältigen Entwurf von Halterungsaufhängungssystemteilen. Wie in  Fig. 1 gezeigt, ist ein Minimum von zwei Eindringstellen in das innere  Gefäss 11 erforderlich. Eine Füll- und Ablassleitung 17 und eine  Öffnung 16 für diese, sind zum Einbringen und Ausbringen eines flüssigen  Produkts in das innere Gefäss 11 bzw. aus diesem erforderlich.

   Eine  Belüftungsleitung 19, und eine Öffnung 18 für diese, sind dazu erforderlich,  Dampf freizugeben, der sich infolge von Wärmelecks in das innere  Gefäss 11 bildet. Diese Öffnungen 16 und 18, die Füll- und Ablassleitung  17, und die Belüftungsleitung 19 stellen Quellen von Wärmelecks in  das innere Gefäss 11 dar. Um Wärmeleitungslecks zu minimieren, sind  die Füll- und    Ablassleitung 17 und die Belüftungsleitung 19 vorzugsweise  so ausgelegt, dass die Wanddicke minimiert und die Längen maximiert  werden. Ein Zugangsmannloch 20 in das innere Gefäss 11 ist für Inspektions-  und Wartungszwecke vorgesehen. Das Zugangsmannloch 20 ist vorzugsweise  durch einen sicher verbolzten Deckel 20a abgedeckt. Vorzugsweise  wird der Raum 14 zwischen dem inneren Gefäss und dem äusseren Gefäss  13 minimiert.

   Jedoch wird die Wand des inneren Gefässes 11 vorzugsweise  gegenüber der Wand des äusseren Gefässes 13 isoliert, sodass die  Wände nicht miteinander in Berührung stehen. Ein Verfahren zur Bereitstellung  dieser Isolierung besteht darin, Abstandsstücke 14a, vorzugsweise  Isolierabstandsstücke, zwischen der Wand des inneren Gefässes 11  und der Wand des äusseren Gefässes 13 anzubringen. Bei einer Ausführungsform  wird die gewünschte Länge der Belüftungsleitung 19 dadurch erzielt,  dass ein Ständer 23 am äusseren Gefäss 13 vorgesehen wird, um den  Raum 14 um die Belüftungsleitung 19 herum zu vergrössern. Alternativ  kann eine entsprechende Biegung in der Belüftungsleitung 19 dazu  ausreichend sein, die Länge der Belüftungsleitung 19 zu vergrössern,  und ein entsprechendes Zusammenziehen beim Abkühlen zuzulassen.

   Schwappschutzeinrichtungen  (in Fig. 1 nicht gezeigt) sind vorzugsweise zu dem Zweck vorgesehen,  die Bewegung des PLNG 12 beim Fahren zu dämpfen.   Aufhängungssystem  



   Zusätzlich zu dem voranstehend geschilderten Speicherbehälter zum  Aufbewahren und Transportieren von PLNG besteht eine weitere, wünschenswerte  Komponente der Tanklastkraftfahrzeuge in einem Aufhängungssystem.  Vorzugsweise stellt das Aufhängungssystem die Halterung des inneren  Gefässes und von dessen Inhalt gegen statische Belastung zur Verfügung,  wenn sich das Tanklastkraftfahrzeug nicht bewegt, und gegen dynamische  Belastungen, wenn sich das Tanklastkraftfahrzeug bewegt. Typische  Beschleunigungsbelastungen, die für den    Entwurf von Aufhängungssystemen  für grosse Tieftemperaturspeicherbehälter auf einem Auflieger oder  Tanklastkraftfahrzeug festgelegt werden, sind: ein g für Richtung  vertikal nach oben, vier g für Richtung vertikal nach unten, zwei  g für die Querrichtung, und vier g für die Längsrichtung (wobei g  die lokale Erdanziehung bezeichnet).

   Eine Vorgehensweise, um die  Festigkeit zur Verfügung zu stellen, die zum Haltern derartiger Lasten  benötigt wird, besteht in der Vergrösserung der Querschnittsfläche  der Halterungsbauteile; die Erhöhung der Querschnittsfläche führt  jedoch typischerweise zu einer unerwünschten Erhöhung der Wärmeleitungsrate  zu dem inneren Gefäss. Daher ist ein sorgfältiger Entwurf der Halterungsvorrichtung  zum Minimieren von Wärmeleitungslecks zu dem inneren Gefäss kritisch.                                                          



   In Fig. 2, ohne hierdurch die vorliegende Erfindung einzuschränken,  zeigt ein Beispiel für eine Aufhängungsvorrichtung für den Behälter  10 die Verwendung von Halterungsstangen 21 unter Zugbeanspruchung.  Bei diesem speziellen Beispiel werden Materialien mit niedrigem Wärmeleitvermögen,  jedoch hoher Festigkeit (beispielsweise G-10-Kunststoffe) dazu verwendet,  die Halterungsstangen 21 zum Haltern des inneren Gefässes 11 herzustellen,  und werden vorzugsweise nur Zugbelastungen ausgesetzt. Halterungsringe  22 sind zu dem Zweck vorgesehen, die Halterungsstangen 21 an der  Aussenwand des inneren Gefässes 11 und an der Innenwand des äusseren  Gefässes 13 anzubringen.

   Bei einer Ausführungsform werden Kunststoffunterlegscheiben  (nicht in Fig. 2 gezeigt), die zur Wärmeisolierung ausgelegt sind,  zusammen mit den Halterungsringen 22 eingesetzt, um eine Wärmeisolierung  zur Verfügung zu stellen, wenn das Wärmeleitvermögen der Halterungsstangen  21 zu hoch ist, um Wärmelecks in das innere Gefäss 11 hinein zu minimieren,  oder um zumindest Wärmelecks in das innere Gefäss 11 hinein so zu  begrenzen, dass sie nicht höher als ein Zielwert sind. Verfahren  zur Bestimmung des Zielwertes für Wärmelecks, und zur Begrenzung  von Wärmelecks auf nicht mehr als den Zielwert, können von Fachleuten  auf der Grundlage der    vorliegenden Beschreibung und von Standardindustrieveröffentlichungen  bestimmt werden.

   Für typische Transportauflieger für grosse Behälter  ist es wahrscheinlich, dass die dynamischen Belastungen der Halterungsstangen  21 sich ändern, und beträchtlich sind. Diese Faktoren, und ebenso  andere Faktoren, die Fachleuten auf diesem Gebiet bekannt sind, werden  vorzugsweise beim Entwurf eines Speicherbehälters gemäss der vorliegenden  Erfindung berücksichtigt.  Sicherheitsvorrichtungen  



   Wie wiederum aus Fig. 1 hervorgeht, sind vorzugsweise Sicherheitsgeräte  beim Speicherbehälter 10 gemäss der vorliegenden Erfindung vorhanden.  Typischerweise ist ein Druckentlastungsventil 24 des inneren Gefässes  11 und eine Berstscheibenanordnung 25 entlang der Belüftungsleitung  19 vorgesehen. Eine Berstscheibenanordnung (in Fig. 1 nicht gezeigt)  kann ebenfalls für den Raum 14 zwischen dem inneren Gefäss 11 und  dem äusseren Gefäss 13 vorgesehen sein.   Lade- und Entladevorgänge   Ursprüngliche Füllvorgänge:  



   Wie wiederum aus Fig. 1 hervorgeht, wird die Füll- und Ablassleitung  17 dazu verwendet, das innere Gefäss 11 des Behälters 10 mit PLNG  zu füllen. Vor dem ursprünglichen Füllen befindet sich das innere  Gefäss 11 des Behälters 10 typischerweise auf Atmosphärendruck und  Umgebungstemperatur. Die Anfangsfüllung des inneren Gefässes 11 wird  vorzugsweise nach einem vorgeschriebenen Ablauf durchgeführt, damit  das innere Gefäss 11 bei der gewünschten PLNG-Speichertemperatur  ein Wärmegleichgewicht erreicht. Bei einer Ausführungsform umfasst  die vorgeschriebene Abfolge die folgenden Schritte in der nachstehend  angegebenen Reihenfolge.

   Zuerst lässt man in einem Abkühlzyklus für  das innere Gefäss 11 PLNG-Dampf in das    innere Gefäss 11 hineinfliessen,  von der PLNG-Quelle über eine Dampfübertragungsleitung (nicht in  Fig. 1 gezeigt), die an die Entlüftungsleitung 19 angeschlossen ist.  Ein Gasverteilungskopf 27 ist zu dem Zweck vorgesehen, den PLNG-Dampf  zu verteilen, der in das innere Gefäss 11 fliesst, und das Auftreffen  des PLNG-Dampfes gegen die Wand des inneren Gefässes 11 zu minimieren.  Dieser Fluss dampfförmigen PLNGs wird fortgesetzt, bis die Temperatur  im inneren Gefäss 11 einen vorbestimmten Temperaturwert erreicht.

    Der vorbestimmte Temperaturwert wird hauptsächlich auf der Grundlage  der Abkühlkurve und der Wärmekontraktionseigenschaften des Materials  bestimmt, aus welchem das innere Gefäss 11 besteht, und kann von  Fachleuten auf diesem Gebiet unter Bezugnahme auf Standardindustrieveröffentlichungen  bestimmt werden. Der Druck im inneren Gefäss 11 baut sich gleichzeitig  durch den Fluss des gasförmigen PLNG auf. Daraufhin lässt man flüssiges  PLNG in das innere Gefäss 11 für die endgültige Phase des Abkühlzyklus  hineinfliessen. Eine Flüssigkeitsübertragungsleitung (in Fig. 1 nicht  gezeigt) von der PLNG-Quelle wird an die Füll- und Ablassleitung  17 angeschlossen.

   Bei einer Ausführungsform der vorliegenden Erfindung  wird zumindest eine Kryo-pumpe (in Fig. 1 nicht gezeigt) an der PLNG-Quelle  dazu verwendet, flüssiges PLNG in das innere Gefäss 11 des Behälters  10 hineinzupumpen, vorzugsweise mit niedriger Flussrate, bevorzugt  beträchtlich geringer als etwa 0,76 Kubikmeter pro Minute (200 Gallonen  pro Minute). Wenn das flüssige PLNG das innere Gefäss 11 weiter abkühlt,  verdampft das flüssige PLNG, und trägt zu dem Druckaufbau bei. Der  Fluss des dampfförmigen PLNG kehrt sich durch die Entlüftungsleitung  19 zu der PLNG-Quelle um, nachdem der Druck einen vorbestimmten Druckwert  erreicht, auf der Grundlage des Druckunterschiedes zwischen dem inneren  Gefäss 11 und der PLNG-Quelle.

   Wenn die Temperatur im Behälter 10  einen vorbestimmten Betriebstemperaturwert erreicht, also wenn der  Abkühlzyklus beendet ist, wird flüssiges PLNG in das innere Gefäss  11 des Behälters 10 von der PLNG-Quelle aus hineingepumpt, vorzugsweise  mit einer Flussrate von zumindest    etwa 0,76 Kubikmeter pro Minute  (200 Gallonen pro Minute), wodurch ein im Wesentlichen gleiches Volumen  an dampfförmigem PLNG von dem inneren Gefäss 11 zurück in die PLNG-Quelle  verdrängt wird.

   Bei der vorliegenden Ausführungsform dauert das Pumpen  von flüssigem PLNG und die Verdrängung von dampfförmigem PLNG an,  bis das flüssige PLNG in dem inneren Gefäss 11 eine vorbestimmte  Menge oder ein vorbestimmtes Volumen erreicht hat, beispielsweise  durch einen Flüssigkeitspegelsensor bestimmt, etwa ein abgestimmtes  Densitometer (in den Zeichnungen nicht dargestellt), und zu diesem  Zeitpunkt werden folgende Operationen in jeder sinnvollen Reihenfolge  durchgeführt:

   (i) das Pumpen von flüssigem PLNG wird angehalten,  (ii) der Fluss des flüssigen PLNG durch die Füll- und Ablassleitung  hört auf, beispielsweise durch das Schliessen eines Ventils (nicht  in Fig. 1 gezeigt) in der Füll- und Ablassleitung 17, (iii) die Füll-  und Ablassleitung 17 wird von der Flüssigkeitsübertragungsleitung  getrennt, (iv) der Fluss von dampfförmigem PLNG durch die Belüftungsleitung  19 wird unterbrochen, beispielsweise durch Schliessen eines Ventils  (nicht in Fig. 1 gezeigt) in der Belüftungsleitung 19, und (v) die  Belüftungsleitung 19 wird von der Dampfübertragungsleitung getrennt.

    Wie üblich bei Speicherbehältern für Tieftemperaturfluide, ist vorzugsweise  ein Minimum von etwa 10% Dampfraum in dem Behälter 10 verfügbar,  während des Beladens, und nach dessen Beendigung, wie dies Fachleuten  auf dem Gebiet der Speicherung von Tieftemperaturfluiden bekannt  ist.  Nachfüll/Entladungsvorgänge:  



   Wie wiederum aus Fig. 1 hervorgeht, wird die Füll- und Ablassleitung  17 zum Füllen des Behälters 10 mit PLNG verwendet. Eine Flüssigkeitsübertragungsleitung  (nicht in Fig. 1 gezeigt) von der PLNG-Quelle wird an die Füll- und  Ablassleitung 17 angeschlossen. Bei einer Ausführungsform der vorliegenden  Erfindung wird zumindest eine Kryopumpe (nicht    in Fig. 1 gezeigt)  an der PLNG-Quelle dazu verwendet, flüssiges PLNG in das innere Gefäss  11 des Behälters 10 zu pumpen, vorzugsweise mit einer Flussrate von  zumindest etwa 0,76 Kubikmeter pro Minute (200 Gallonen pro Minute).  Dampfförmiges PLNG von dem inneren Gefäss 11 kehrt zu der PLNG-Quelle  über eine Dampfübertragungsleitung (in Fig. 1 nicht gezeigt) zurück,  die an die Belüftungsleitung 19 angeschlossen ist.

   Weiterhin ist  bei dieser Ausführungsform zum Entladen von flüssigem PLNG von dem  inneren Gefäss 11 zumindest eine Kryopumpe an der Entladeeinrichtung  (nicht in Fig. 1 gezeigt) vorgesehen, um flüssiges PLNG durch die  Füll- und Ablassleitung 17 zu pumpen, während dampfförmiges PLNG  zum inneren Gefäss 11 durch die Belüftungsleitung 19 zurückkehrt.  Das Druckgleichgewicht wird durch die direkte Verbindung der flüssigen  und dampfförmigen Phasen im inneren Gefäss 11 und in der Entladeeinrichtung  beibehalten.

   Bei der vorliegenden Ausführungsform geht das Pumpen  von flüssigem PLNG und die Verschiebung von dampfförmigem PLNG weiter,  bis flüssiges PLNG in dem Speicherbehälter an der Entladeeinrichtung  eine vorbestimmte Menge oder ein vorbestimmtes Volumen erreicht hat,  beispielsweise durch einen Pegelsensor detektiert, und zu diesem  Zeitpunkt werden die folgenden Operationen in jeder sinnvollen Reihenfolge  durchgeführt:

   (i) das Pumpen von flüssigem PLNG wird angehalten,  (ii) der Fluss von flüssigem PLNG durch die Füll- und Ablassleitung  17 wird beendet, beispielsweise durch das Schliessen eines Ventils  (nicht in Fig. 1 gezeigt) in der Füll- und Ablassleitung 17, (iii)  die Füll- und Ablassleitung 17 wird von der Flüssigkeitsübertragungsleitung  getrennt, (iv) der Fluss von dampfförmigem PLNG durch die Belüftungsleitung  19 wird unterbrochen, beispielsweise durch das Schliessen eines Ventils  (nicht in Fig. 1 gezeigt) in der Belüftungsleitung 19, und (v) die  Belüftungsleitung 19 wird von der Dampfübertragungsleitung getrennt.                                                           



   Das voranstehend geschilderte Entladungsschema wird für Anwendungen  eingesetzt, bei welchem das Entladen von PLNG von    dem Tanklastkraftfahrzeug  in einen PLNG-Speicherbehälter oder mehrere Behälter erfolgt. Diese  Anwendungen umfassen beispielsweise, ohne hierdurch die vorliegende  Erfindung einzuschränken, den Einsatz von PLNG als Fahrzeugkraftstoff,  die Speicherung an einer entfernten Einrichtung zum nachfolgenden  Einsatz als Brennstoff, oder das Speichern in einer Herstellungseinrichtung  zur nachfolgenden Verwendung entweder als Kraftstoff oder als Rohstoff.  Bei Anwendungen, bei welchen die Speicherung als Flüssigkeit nicht  verfügbar ist, wird das PLNG beispielsweise verdampft, ohne hierdurch  die vorliegende Erfindung einzuschränken, um direkt einen Brennstoffbedarf  zu befriedigen, oder um als Gas gespeichert zu werden, oder zur Versorgung  einer Pipeline.

   In derartigen Fällen ist vorzugsweise ein Verdampfungssystem  am Entladungsort vorgesehen. Ein typisches Verdampfungssystem am  Empfangs- und Entladeort enthält Kryopumpen zum Entladen von PLNG  von dem Tanklastkraftfahrzeug, und zum Pumpen der Flüssigkeit auf  den erforderlichen Lieferdruck, falls erforderlich, sowie ein Verdampfungssystem  zur Umwandlung der Flüssigkeit in Dampf. Dies sind Standardgegenstände,  die jedem Fachmann auf diesem Gebiet bekannt sind.  Stahl für  die Konstruktion von Behältern und anderen Bauteilen  



   Zur Konstruktion der Behälter und anderen Bauteile gemäss der vorliegenden  Erfindung kann jeder ultrahochfeste, niedriglegierte Stahl, der weniger  als 9 Gew.-% Nickel enthält, und eine ausreichende Zähigkeit zum  Aufnehmen von Tieftemperaturfluiden aufweist, beispielsweise PLNG,  bei Betriebsbedingungen, verwendet werden, entsprechend den bekannten  Prinzipien der Bruchmechanik, wie sie hier beschrieben werden. Ein  Beispiel für Stahl zum Einsatz bei der vorliegenden Erfindung, ohne  hierdurch die Erfindung einzuschränken, ist ein schweissbarer, ultrahochfester,  niedriglegierter Stahl, der weniger als 9 Gew.-% Nickel    enthält,  und eine Zugfestigkeit von mehr als 830 MPa (120 ksi) und eine ausreichende  Zähigkeit aufweist, um das Einleiten eines Bruches zu verhindern,  also einen Ausfall, bei Betriebsbedingungen mit tiefen Temperaturen.

    Ein weiteres Beispiel für einen Stahl zum Einsatz als Ausführung  bei der vorliegenden Erfindung, ohne hierdurch die Erfindung einzuschränken,  ist ein schweissbarer, ultrahochfester, niedriglegierter Stahl, der  weniger als etwa 3 Gew.-% Nickel enthält, und eine Zugfestigkeit  von zumindest etwa 1000 MPa (145 ksi) und ausreichende Zähigkeit  aufweist, um das Einleiten eines Bruchs zu verhindern, also einen  Ausfall, bei Betriebsbedingungen mit tiefen Temperaturen. Vorzugsweise  weisen diese Beispiele für Stähle DBTTs von weniger als etwa -73  DEG C (-100 DEG F) auf. 



   Vor kurzem erzielte Fortschritte bei der Stahlherstellungstechnologie  haben die Herstellung neuer, ultrahochfester, niedriglegierter Stähle  mit hervorragender Zähigkeit bei tiefen Temperaturen ermöglicht.  Beispielsweise beschreiben drei US-Patentschriften, die an Koo et  al. erteilt wurden, mit den Nrn. 5 531 842, 5 545 269 und 5 545 270,  neue Stähle und Verfahren zur Verarbeitung dieser Stähle, um Stahlplatten  mit Zugfestigkeiten von etwa 830 MPa (120 ksi), 965 MPa (140 ksi)  oder mehr herzustellen.

   Die dort geschilderten Stähle und Verarbeitungsverfahren  wurden verbessert und abgeändert, um Kombinationen der chemischen  Zusammensetzung von Stahl und der Verarbeitung bereitzustellen, damit  ultrahochfeste, niedriglegierte Stähle mit hervorragender Zähigkeit  bei tiefen Temperaturen hergestellt werden können, sowohl in dem  eigentlichen Stahl als auch in der durch Wärme beeinflussten Zone  (HAZ), wenn sie geschweisst werden. Diese ultrahochfesten, niedriglegierten  Stähle haben darüber hinaus die Zähigkeit verbessert, im Vergleich  mit üblichen, im Handel erhältlichen ultrahochfesten, niedriglegierten  Stählen. Diese verbesserten Stähle sind in einer gleichzeitig anhängigen,  provisorischen US-Patentanmeldung mit dem Titel "ULTRA-HIGH STRENGTH  STEELS    WITH EXCELLENT CRYOGENIC TEMPERATURE TOUGHNESS" beschrieben,  die ein Prioritätsdatum vom 19.

   Dezember 1997 hat, und in der WO  98/58 758 offen gelegt ist; in der US-PS 6 251 198, erteilt am 26.  Juni 2001 mit dem Titel: "ULTRAHIGH STRENGTH AUSAGED STEELS WITH  EXCELLENT CRYOGENIC TEMPERATURE TOUGHNESS", und in der US-PS 6 066  212, erteilt am 22. Mai 2000, mit dem Titel: ULTRA-HIGH STRENGHTH  DUAL PHASE STEELS WITH EXCELLENT CRYOGENIC TEMPERATURE TOUGHNESS"  (zusammengefasst als die "Stahlpatente") bezeichnet.

   Die neuen Stähle,  die in den Stahlpatenten beschrieben werden, und in den nachstehenden  Beispielen weiter erläutert werden, sind besonders geeignet zum Konstruieren  der Behälter zum Speichern und Transportieren von PLNG gemäss der  vorliegenden Erfindung, und zwar in der Hinsicht, dass die Stähle  die folgenden Eigenschaften aufweisen, vorzugsweise bei Stahlplatten  von etwa 2,5 cm (1 Zoll) und grösser: (i) DBTT von weniger als etwa  -73 DEG C (-100 DEG F), vorzugsweise niedriger als etwa -107 DEG  C (-160 DEG F), in dem eigentlichen Stahl und in der Schweiss-HAZ;  (ii) eine Zugfestigkeit von mehr als 830 MPa (120 ksi), vorzugsweise  grösser als etwa 860 MPa (125 ksi), und besonders bevorzugt grösser  als etwa 900 MPa (130 ksi); (iii) bessere Schweissbarkeit;

   (iv) eine  Mikrostruktur und Eigenschaften, die im Wesentlichen über die gesamte  Dicke gleichförmig sind; und (v) eine verbesserte Zähigkeit im Vergleich  zu im Handel erhältlichen, ultrahochfesten, niedriglegierten Standardstählen.  Besonders bevorzugt weisen diese Stähle eine Zugfestigkeit von mehr  als etwa 930 MPa (135 ksi) auf, oder von mehr als etwa 964 MPa (140  ksi), oder mehr als etwa 1000 MPa (145 ksi).   Erstes Stahlbeispiel  



   Wie voranstehend geschildert, stellt die US-PS 6 085 528 mit dem  Prioritätsdatum vom 19. Dezember 1997, mit dem Titel "Ultra-High  Strength Stells With Excellent Cryogenic Temperature Toughness",  eine Beschreibung von Stählen zur Verfügung, die zum Einsatz bei  der vorliegenden Erfindung geeignet sind.

   Es wird ein Verfahren zur  Verfügung gestellt, um eine ultrahochfeste Stahlplatte zu erzeugen,  die eine Mikrostruktur aufweist, die im Wesentlichen aus getempertem,  feinkörnigem Martensit besteht, aus getempertem, feinkörnigem niedrigerem  Bainit, oder aus Mischungen, wobei das Verfahren folgende Schritte  umfasst: (a) Erhitzen eines Stahlbarrens auf eine Wiedererhitzungstemperatur,  die ausreichend hoch ist, um (i) den Stahlbarren im Wesentlichen  zu homogenisieren, (ii) im Wesentlichen sämtliche Karbide und Karbonitride  von Niob und Vanadium in den Stahlbarren aufzulösen, und (iii) feine  anfängliche Austenitkörnchen in dem Stahlbarren zu erzeugen; (b)  Verkleinerung des Stahlbarrens, um eine Stahlplatte in einem oder  mehreren Heisswalzdurchgängen in einem ersten Temperaturbereich auszubilden,  in welchem Austenit rekristallisiert;

   (c) weiteres Verkleinern der  Stahlplatte in einem oder mehreren Heisswalzdurchgängen in einem  zweiten Temperaturbereich, unterhalb der T nr -Temperatur und oberhalb  etwa der AR 3 -Transformationstemperatur; (d) Abschrecken der Stahlplatte  mit einer Abkühlrate von etwa 10 DEG C/sek. bis etwa 40 DEG C/sek.

    (18 DEG F/sek. bis 72 DEG F/sek.), auf eine Abschreckstopptemperatur  unterhalb etwa der M s -Transformationstemperatur + 200 DEG C (360  DEG F); (e) Stoppen des Abschreckens; und (f) Tempern der Stahlplatte  bei einer Tempertemperatur von etwa 400 DEG C (752 DEG F) bis herauf  zu etwa der Ac 1 -Transformationstemperatur, vorzugsweise bis kurz  vor die Ac 1 -Transformationstemperatur, für einen Zeitraum, der  dazu ausreicht, das Ausfällen von Härtungsteilchen hervorzurufen,  als  epsilon -Kupfer, Mo 2 C, oder    Karbide oder Karbonitride von  Niob und Vanadium, entweder einzeln oder in Kombination.

   Der Zeitraum,  der dazu ausreicht, das Ausfällen von Härtungsteilchen hervorzurufen,  hängt hauptsächlich von der Dicke der Stahlplatte ab, der chemischen  Zusammensetzung der Stahlplatte, und der Tempertemperatur, und kann  von einem Fachmann auf diesem Gebiet bestimmt werden (vgl. das Glossar  für die Definitionen von überwiegend, von Härtungsteilchen, der T  nr -Temperatur, der Ar 3 , M s - und Ac 1 -Transformationstemperatur,  und MO 2 C.) 



   Um die Zähigkeit bei Umgebungstemperatur und Tiefentemperaturen sicherzustellen,  weisen Stähle gemäss dem ersten Stahlbeispiel vorzugsweise eine Mikrostruktur  auf, die hauptsächlich aus getempertem, feinkörnigem niedrigerem  Bainit, getempertem, feinkörnigem Martensit, und deren Mischungen  besteht. Es wird vorgezogen, im Wesentlichen die Ausbildung von Versprödungsbestandteilen  zu minimieren, beispielsweise oberen Bainits, Zwillings-Martensit,  und MA. Bei diesem ersten Stahlbeispiel und in den Patentansprüchen  bedeutet "überwiegend" zumindest etwa 50 Vol.-%. Besonders bevorzugt  weist die Mikrostruktur zumindest etwa 60 Vol.-% bis etwa 80 Vol.-%  getempertes, feinkörniges unteres Bainit auf, getempertes, feinkörniges  Martensit, oder deren Mischungen.

   Noch weiter bevorzugt umfasst die  Mikrostruktur zumindest etwa 90 Vol.-% getempertes, feinkörniges,  niedrigeres Bainit, getempertes, feinkörniges Martensit, oder deren  Mischungen. Ganz besonders bevorzugt weist die Mikrostruktur im Wesentliche  100% getempertes, feinkörniges Martensit auf. Ein Stahlbarren, der  gemäss diesem ersten Stahlbeispiel verarbeitet wird, wird auf übliche  Art und Weise hergestellt, und weist bei einer Ausführungsform Eisen  und die folgenden Legierungselemente auf, vorzugsweise in den Gewichtsbereichen,  die in der nachstehenden Tabelle I angegeben sind.  Tabelle I  



    <tb><TABLE> Columns = 2  <tb>Head Col 1: Legierungselement <tb>Head  Col 2: Bereich (Gew.-%) <tb><SEP> Kohlenstoff (C)<SEP> 0,04-0,12,  bevorzugt 0,4-0,07 <tb><SEP> Mangan (Mn)<SEP> 0,5-2,5, bevorzugt  1,0-1,8 <tb><SEP> Nickel (Ni)<SEP> 1,0-3,0, bevorzugt 1,5-2,5 <tb><SEP>  Kupfer (Cu)<SEP> 0,1-1,5, bevorzugt 0,5-1,0 <tb><SEP> Molybdän (Mo)<SEP>  0,1-0,8, bevorzugt 0,2-0,5 <tb><SEP> Niob (Nb)<SEP> 0,02-0,1, bevorzugt  0,03-0,05 <tb><SEP> Titan (Ti)<SEP> 0,008-0,03 bevorzugt 0,01-0,02 <tb><SEP>  Aluminium (AI)<SEP> 0,001-0,05, bevorzugt 0,005-0,03 <tb><SEP> Stickstoff  (N)<SEP> 0,002-0,005, bevorzugt 0,002-0,003  <tb></TABLE> 



   Vanadium (V) wird manchmal dem Stahl hinzugefügt, vorzugsweise bis  zu etwa 0,10 Gew.-%, und besonders bevorzugt etwa 0,02 bzw. etwa  0,05 Gew.-%. 



   Chrom (Cr) wird manchmal dem Stahl hinzugefügt, vorzugsweise bis  zu etwa 1,0 Gew.-%, und besonders bevorzugt etwa 0,2 Gew.-% bis etwa  0,6 Gew.-%. 



   Silizium (Si) wird manchmal dem Stahl hinzugefügt, vorzugsweise bis  zu etwa 0,5 Gew.-%, bevorzugter etwa 0,01 Gew.-% bis etwa 0,5 Gew.-%,  und ganz besonders bevorzugt etwa 0,05 Gew.-% bis etwa 0,1 Gew.-%.                                                             



   Bor (B) wird manchmal dem Stahl hinzugefügt, bevorzugt bis zu etwa  0,0020 Gew.-%, und besonders bevorzugt etwa 0,0006 Gew.-% bis etwa  0,0010 Gew.-%. 



   Der Stahl enthält vorzugsweise zumindest etwa 1 Gew.-% Nickel. Der  Nickelgehalt des Stahls kann auf mehr als etwa 3 Gew.-% erhöht werden,  wenn es erwünscht ist, die Leistung nach dem Schweissen zu verbessern.  Von jeder Hinzufügung von Nickel um 1 Gew.-% wird erwartet, dass  dies die DBTT des Stahls um etwa 10 DEG C (18 DEG F) verringert.  Der Nickelgehalt beträgt vorzugsweise weniger als 9 Gew.-%, besonders  bevorzugt weniger als etwa 6 Gew.-%. Der Nickelgehalt wird vorzugsweise  minimiert, um die    Kosten des Stahls zu minimieren. Wenn der Nickelgehalt  auf mehr als etwa 3 Gew.-% erhöht wird, kann der Mangangehalt auf  unter etwa 0,5 Gew.-% bis herunter zu 0,0 Gew.-% verringert werden.  Daher ist allgemein gesprochen vorzuziehen, bis zu etwa 2,5 Gew.-%  Mangan einzusetzen. 



   Darüber hinaus werden Restbestandteile vorzugsweise im Wesentlichen  in dem Stahl minimiert. Der Gehalt an Phosphor (P) beträgt vorzugsweise  wenige als etwa 0,01 Gew.-%. Der Gehalt an Schwefel (S) beträgt vorzugsweise  weniger als etwa 0,004 Gew.-%. Der Gehalt an Sauerstoff (O) beträgt  vorzugsweise weniger als etwa 0,002 Gew.-%. 



   Um einige weitere Einzelheiten zu schildern, wird ein Stahl gemäss  diesem ersten Stahlbeispiel dadurch hergestellt, dass ein Barren  mit der gewünschten Zusammensetzung, wie hier beschrieben, hergestellt  wird; der Barren auf eine Temperatur von etwa 955 DEG C bis etwa  1065 DEG C (1750 DEG F bis 1950 DEG F) erhitzt wird; der Barren heissgewalzt  wird, um eine Stahlplatte in einem oder mehreren Durchgängen auszubilden,  wobei eine Grössenverringerung um etwa 30% bis etwa 70% in einem  ersten Temperaturbereich erfolgt, in welchem Austenit rekristallisiert,  also oberhalb etwa der T nr -Temperatur, und dann ein weiteres Heisswalzen  der Stahlplatte in einem oder mehreren Durchgängen erfolgt, mit einer  Grössenverringerung um etwa 40% bis etwa 80%, in einem zweiten Temperaturbereich,  unterhalb etwa der T nr -Temperatur und oberhalb etwa der Ar 3 -Transformationstemperatur.

    Die heissgewalzte Stahlplatte wird dann abgeschreckt, mit einer Abkühlrate  von etwa 10 DEG C/sek. bis etwa 40 DEG C/sek. (18 DEG F/sek. bis  72 DEG F/sek.), auf einen geeigneten QST (wie in dem Glossar definiert)  unterhalb etwa der M S -Transformationstemperatur + 200 DEG C (360  DEG F), wobei zu diesem Zeitpunkt das Abschrecken beendet wird. Bei  einer Ausführungsform dieses ersten Stahlbeispiels wird die Stahlplatte  dann mittels Luftkühlung auf Umgebungstemperatur abgekühlt. Diese  Verarbeitung wird eingesetzt, um eine Mikrostruktur zu erzeugen,  die vorzugsweise hauptsächlich    feinkörniges Martensit, feinkörniges  unteres Bainit, oder deren Mischungen enthält, oder besonders bevorzugt  im Wesentlichen 100% feinkörniges Martensit enthält. 



   Das auf diese Weise direkt abgeschreckte Martensit in Stählen gemäss  diesem ersten Stahlbeispiel weist eine hohe Festigkeit auf, jedoch  kann seine Zähigkeit dadurch verbessert werden, sodass ein Tempervorgang  bei einer geeigneten Temperatur erfolgt, von oberhalb etwa 400 DEG  C (752 DEG F) bis herauf zu etwa der Ac 1 -Transformationstemperatur.  Das Tempern des Stahls innerhalb dieses Temperaturbereiches führt  auch zu einer Verringerung der Abschreckspannungen, was wiederum  zu einer verbesserten Zähigkeit führt. Zwar kann Tempern die Zähigkeit  des Stahls erhöhen, jedoch führt es normalerweise zu einem wesentlichen  Festigkeitsverlust. Bei der vorliegenden Erfindung wird der übliche  Festigkeitsverlust infolge des Temperns dadurch ausgeglichen, dass  eine Ausfällungsdisperionshärtung hervorgerufen wird.

   Dispersionshärtung  durch fein ausgefälltes Kupfer und gemischte Karbide und/oder Karbonitride  wird dazu verwendet, die Festigkeit und Zähigkeit während des Temperns  der martensitischen Anordnung zu optimieren. Die einzigartige chemische  Zusammensetzung der Stähle gemäss diesem ersten Stahlbeispiel gestattet  ein Tempern innerhalb des weiten Bereiches von etwa 400 DEG C bis  650 DEG C (750 DEG F bis 1200 DEG F), ohne einen signifikanten Verlust  der durch das Abschrecken erzielten Festigkeit. Die Stahlplatte wird  vorzugsweise getempert bei einer Tempertemperatur von oberhalb etwa  400 DEG C (752 DEG F) bis unterhalb der Ac 1 -Transformationstemperatur  über einen Zeitraum, der dazu ausreicht, das Ausfällen von Härtungsteilchen  (wie hier definiert) hervorzurufen.

   Diese Verarbeitung erleichtert  die Transformation der Mikrostruktur der Stahlplatte in überwiegend  getempertes, feinkörniges Martensit, getempertes, feinkörniges niedrigeres  Bainit, oder deren Mischungen. Wiederum hängt der Zeitraum, der zum  Hervorrufen des Ausfällens von Härtungsteilchen erforderlich ist,  hauptsächlich von der Dicke der Stahlplatte ab, der    chemischen  Zusammensetzung der Stahlplatte, und der Tempertemperatur, und kann  von einem Fachmann auf diesem Gebiet bestimmt werden.   Zweites  Stahlbeispiel  



   Wie voranstehend geschildert, stellt die US-PS 6 085 528, die ein  Prioritätsdatum vom 19. Dezember 1997 aufweist, mit dem Titel "Ultra-High  Strength Ausaged Steels With Excellent Cryogenic Temperature Toughness",  eine Beschreibung anderer Stähle zur Verfügung, die zum Einsatz bei  der vorliegenden Erfindung geeignet sind.

   Es wird ein Verfahren zur  Verfügung gestellt, um eine ultrahochfeste Stahlplatte zu erzeugen,  welche eine Mikrolaminatmikrostruktur aufweist, bei welcher etwa  2 Vol.-% bis etwa 10 Vol.-% austenitische Filmschichten vorhanden  sind, und etwa 90 Vol.-% bis etwa 98 Vol.-% überwiegend feinkörniges  Martensit und feinkörniges, niedrigeres Bainit, wobei das Verfahren  nachfolgende Schritte umfasst: (a) Erhitzen eines Stahlbarrens auf  eine Wiedererwärmungstemperatur, die ausreichend hoch ist, um (i)  den Stahlbarren im Wesentlichen zu homogenisieren, (ii) im Wesentlichen  sämtliche Karbide und Karbonitride von Niob und Vanadium in den Stahlbarren  aufzulösen, und (iii) feine anfängliche Austenitkörnchen in dem Stahlbarren  auszubilden;

   (b) Verkleinern des Stahlbarrens zur Ausbildung einer  Stahlplatte in einem oder mehreren Heisswalzdurchgängen in einem  ersten Temperaturbereich, in welchem Austenit rekristallisiert; (c)  weiteres Verkleinern der Stahlplatte in einem oder mehreren Heisswalzdurchgängen  in einem zweiten Temperaturbereich unterhalb etwa der T nr -Temperatur  und oberhalb etwa der Ar 3 -Transformationstemperatur; (d) Abschrecken  der Stahlplatte mit einer Abkühlrate von etwa 10 DEG C/sek. bis etwa  40 DEG C/sek. (18 DEG F/sek. bis 72 DEG F/sek.) bis zu einer Abschreckstopptemperatur  (QST) unterhalb etwa der M s -Transformationstemperatur + 100 DEG  C (180 DEG F) und oberhalb etwa    der Mg-Transformationstemperatur;  und (e) Stoppen der Abschreckung.

   Bei einer Ausführungsform umfasst  das Verfahren gemäss diesem zweiten Stahlbeispiel weiterhin den Schritt,  dass sich die Stahlplatte mittels Luftkühlung von der QST auf Umgebungstemperatur  abkühlt. Bei einer anderen Ausführungsform umfasst das Verfahren  gemäss diesem zweiten Stahlbeispiel weiterhin den Schritt, die Stahlplatte  im Wesentlichen isotherm auf der QST über bis zu 5 Minuten zu halten,  bevor sich die Stahlplatte mittels Luftkühlung auf Umgebungstemperatur  abkühlen kann. Bei einer anderen Ausführungsform umfasst das Verfahren  gemäss diesem zweiten Stahlbeispiel weiterhin den Schritt, die Stahlplatte  von QST langsam abzukühlen, mit einer Rate, die niedriger als etwa  1,0 DEG C/sek. (1,9 DEG F/sek.) ist, für bis zu 5 Minuten, bevor  sich die Stahlplatte mittels Luftkühlung auf Umgebungstemperatur  abkühlen kann.

   Bei einer weiteren Ausführungsform umfasst das Verfahren  gemäss der vorliegenden Erfindung weiterhin den Schritt, die Stahlplatte  von der aus QST aus mit einer Rate langsam abzukühlen, die niedriger  als etwa 1,0 DEG C/sek. (1,8 DEG F/sek.) ist, über einen Zeitraum  von bis zu etwa 5 Minuten, bevor sich die Stahlplatte mittels Luftkühlung  auf Umgebungstemperatur abkühlen kann. Diese Verarbeitung erleichtert  die Transformation der Mikrostruktur der Stahlplatte zu etwa 2 Vol.-%  bis etwa 10 Vol.-% aus austenitischen Filmschichten und etwa 90 Vol.-%  bis etwa 98 Vol.-% aus überwiegend feinkörnigem Martensit und feinkörnigem  niedrigerem Bainit (vgl. das Glossar für die Definitionen der T nr  -Temperatur, und der Ar 3 - und M S -Transformationstemperatur). 



   Um die Zähigkeit der Umgebungstemperatur und Tiefentemperaturen sicherzustellen,  bestehen die Bestandteile in der Mikrolaminatmikrostruktur vorzugsweise  überwiegend aus niedrigerem Bainit oder Martensit. Es ist vorzuziehen,  im Wesentlichen die Ausbildung von Versprödungsbestandteilen zu minimieren,  beispielsweise oberen Bainits, Zwillings-Martensits und MA. Bei diesem  zweiten Stahlbeispiel und den    Patentansprüchen bedeutet "überwiegend"  zumindest etwa 50 Vol.-%. Der Rest der Mikrostruktur kann zusätzlich  als feinkörniges unteres Bainit enthalten, zusätzliches feinkörniges  Martensit, oder Ferrit. Besonders bevorzugt weist die Mikrostruktur  zumindest etwa 60 Vol.-% bis etwa 80 Vol.-% an niedrigerem Bainit  oder Martensit auf. Ganz besonders bevorzugt weist die Mikrostruktur  zumindest etwa 90 Vol.-% niedrigeres Bainit oder Martensit auf. 



   Ein Stahlbarren, der gemäss diesem zweiten Stahlbeispiel verarbeitet  wird, wird auf übliche Art und Weise hergestellt, und weist bei einer  Ausführungsform Eisen und die folgenden Legierungselemente auf, vorzugsweise  in den Gewichtsbereichen, die in der folgenden Tabelle II angegeben  sind.  Tabelle II  



    <tb><TABLE> Columns = 2  <tb><SEP> Legierungselement<SEP> Bereich  (Gew.-%) <tb><SEP> Kohlenstoff (C)<SEP> 0,04-0,12, bevorzugt 0,4-0,07 <tb><SEP>  Mangan (Mn)<SEP> 0,5-2,5, bevorzugt 1,0-1,8 <tb><SEP> Nickel (Ni)<SEP>  1,0-3,0, bevorzugt 1,5-2,5 <tb><SEP> Kupfer (Cu)<SEP> 0,1-1,0, bevorzugt  0,2-0,5 <tb><SEP> Molybdän (Mo)<SEP> 0,1-0,8, bevorzugt 0,2-0,4 <tb><SEP>  Niob (Nb)<SEP> 0,02-0,1, bevorzugt 0,02-0,05 <tb><SEP> Titan (Ti)<SEP>  0,008-0,03, bevorzugt 0,01-0,02 <tb><SEP> Aluminium (AI)<SEP> 0,001-0,05,  bevorzugt 0,005-0,03 <tb><SEP> Stickstoff (N)<SEP> 0,002-0,005,  bevorzugt 0,002-0,003  <tb></TABLE> 



   Chrom (Cr) wird manchmal dem Stahl hinzugefügt, bevorzugt bis zu  etwa 1,0 Gew.-%, und besonders bevorzugt etwa 0,2 Gew.-% bis etwa  0,6 Gew.-%. 



   Silizium (Si) wird manchmal dem Stahl hinzugefügt, vorzugsweise bis  zu etwa 0,5 Gew.-%, weiter bevorzugt etwa 0,01 Gew.-% bis etwa 0,5  Gew.-%, und ganz besonders bevorzugt etwa 0,05 Gew.-% bis etwa 0,1  Gew.-%. 



     Bor (B) wird manchmal dem Stahl hinzugefügt, vorzugsweise bis  zu etwa 0,0020 Gew.-%, und besonders bevorzugt etwa 0,0006 Gew.-%  bis etwa 0,0010 Gew.-%. 



   Der Stahl weist vorzugsweise zumindest etwa 1 Gew.-% Nickel auf.  Der Nickelgehalt des Stahls kann auf mehr als etwa 3 Gew.-% erhöht  werden, falls es erwünscht ist, die Leistung nach dem Schweissen  zu verbessern. Von jeder Hinzufügung von Nickel um 1 Gew.-% wird  erwartet, dass die DBTT des Stahls um etwa 10 DEG C (18 DEG F) verringert  wird. Der Nickelgehalt beträgt vorzugsweise weniger als 9 Gew.-%,  besonders bevorzugt weniger als etwa 6 Gew.-%. Der Nickelgehalt wird  vorzugsweise minimiert, um die Kosten des Stahls zu minimieren. Wenn  der Nickelgehalt auf mehr als etwa 3 Gew.-% erhöht wird, kann der  Mangangehalt verringert werden, auf unterhalb von etwa 0,5 Gew.-%  bis herunter zu 0,0 Gew.-%. Allgemein gesprochen wird daher bis zu  etwa 2,5 Gew.-% Mangan herauf bevorzugt. 



   Weiterhin werden Restbestandteile vorzugsweise im Wesentlichen in  dem Stahl minimiert. Der Gehalt an Phosphor (P) beträgt vorzugsweise  weniger als etwa 0,01 Gew.-%. Der Gehalt an Schwefel (S) beträgt  vorzugsweise weniger als etwa 0,004 Gew.-%. Der Gehalt an Sauerstoff  (O) beträgt vorzugsweise weniger als etwa 0,002 Gew.-%. 



   Um einige weitere Einzelheiten zu schildern, wird ein Stahl gemäss  diesem zweiten Stahlbeispiel dadurch hergestellt, dass ein Barren  mit der gewünschten Zusammensetzung, wie hier beschrieben, ausgebildet  wird; der Barren auf eine Temperatur zwischen etwa 955 DEG C und  etwa 1065 DEG C (1750 DEG F bis 1950 DEG F) erhitzt wird; der Barren  heissgewalzt wird, um eine Stahlplatte in einem oder mehreren Durchgängen  auszubilden, mit einer Grössenverringerung von etwa 30% bis etwa  70% in einem ersten Temperaturbereich, in welchem Austenit rekristallisiert,  also oberhalb etwa der T nr -Temperatur, und weiteres Heisswalzen  der Stahlplatte in einem oder mehreren Durchgängen, die für eine  Grössenverringerung von etwa 40%    bis etwa 80% sorgen, in einem  zweiten Temperaturbereich unterhalb etwa der T nr -Temperatur und  oberhalb etwa der Ar 3 -Transformationstemperatur.

   Die heissgewalzte  Stahlplatte wird dann abgeschreckt, mit einer Abkühlrate von etwa  10 DEG C/sek. bis etwa 40 DEG C/sek. (18 DEG F/sek. bis 72 DEG F/sek.),  auf eine geeignete QST unterhalb etwa der M S -Transformationstemperatur  + 100 DEG C (180 DEG F) und oberhalb etwa der M S -Transformationstemperatur,  und zu diesem Zeitpunkt wird die Abschreckung abgebrochen. Bei einer  Ausführungsform dieses zweiten Stahlbeispiels wird nach Beendigung  der Abschreckung die Stahlplatte mittels Luftkühlung von der QST  herunter auf Umgebungstemperatur abgekühlt. Bei einer anderen Ausführungsform  dieses zweiten Stahlbeispiels wird nach Beendigung der Abschreckung  die Stahlplatte auf der QST im Wesentlichen isotherm für einen Zeitraum  gehalten, vorzugsweise bis zu etwa 5 Minuten, und dann durch Luftkühlung  auf Umgebungstemperatur abgekühlt.

   Bei einer weiteren Ausführungsform  wird die Stahlplatte langsam abgekühlt, mit einer Rate, die geringer  ist als jene der Luftkühlung, also mit einer Rate, die niedriger  als etwa 1 DEG C/sek. (1,8 DEG F/sek,) ist, vorzugsweise bis zu etwa  5 Minuten. Bei einer noch weiteren Ausführungsform dieses Stahlbeispiels  wird die Stahlplatte von der QST aus langsam abgekühlt, mit einer  Rate, die langsamer ist als jene der Luftkühlung, also bei einer  Rate, die geringer ist als etwa 1 DEG C/sek. (1,8 DEG F/sek.), vorzugsweise  bis zu etwa 5 Minuten. Bei zumindest einer Ausführungsform dieses  zweiten Stahlbeispiels beträgt die Mg-Transformationstemperatur etwa  350 DEG C (662 DEG F), und daher ist der Wert von der Mg-Transformationstemperatur  + 100 DEG C (180 DEG F) gleich etwa 450 DEG C (842 DEG F). 



   Die Stahlplatte kann im Wesentlichen isotherm auf der QST durch jede  geeignete Vorrichtung gehalten werden, wie dies Fachleuten bekannt  ist, zum Beispiel durch Anordnen eines Wärmemantels über der Stahlplatte.  Die Stahlplatte kann nach dem Abschrecken durch jede geeignete Vorrichtung  langsam    abgekühlt werden, wie dies Fachleuten bekannt ist, z.B.  durch Anordnen eines Isoliermantels über der Stahlplatte.   Drittes  Stahlbeispiel  



   Wie voranstehend geschildert, stellt die US-PS 6 085 528, die ein  Prioritätsdatum vom 19. Dezember 1997 aufweist, den Titel "Ultra-High  Strength Dual Phase Steels With Excellent Cryogenic Temperature Toughness",  eine Beschreibung anderer Stähle zur Verfügung, die zum Einsatz bei  der vorliegenden Erfindung geeignet sind.

   Es wird ein Verfahren zur  Verfügung gestellt, um eine ultrahochfeste, Doppelphasenstahlplatte  zur Verfügung zu stellen, die eine Mikrostruktur aufweist, bei welcher  etwa 10 Vol.-% bis etwa 40 Vol.-% einer ersten Phase mit im Wesentlichen  100 Vol.-% (also im Wesentlichen rein oder "im Wesentlichen") Ferrit  und etwa 60 Vol.-% bis etwa 90 Vol.-% einer zweiten Phase vorgesehen  sind, die aus überwiegend feinkörnigem Martensit, feinkörnigem niedrigerem  Bainit, oder deren Mischungen besteht, wobei das Verfahren folgende  Schritte umfasst:

   (a) Erhitzung eines Stahlbarrens auf eine Wiedererwärmungstemperatur,  die ausreichend hoch ist, um (i) den Stahlbarren im Wesentlichen  zu homogenisieren, (ii) im Wesentlichen sämtliche Karbide und Karbonitride  von Niob und Vanadium in dem Stahlbarren aufzulösen, und (iii) feine  anfängliche Austenitkörnchen im Stahlbarren zu erzeugen; (b) Verkleinerung  des Stahlbarrens zur Ausbildung einer Stahlplatte in einem oder mehreren  Heisswalzdurchgängen in einem ersten Temperaturbereich, in welchem  Austenit rekristallisiert; (c) weiteres Verkleinern der Stahlplatte  in einem oder mehreren Heisswalzdurchgängen in einem zweiten Temperaturbereich  unterhalb etwa der T nr -Temperatur und oberhalb etwa der Ar 3 -Transformationstemperatur;

    (d) weiteres Verkleinern der Stahlplatte in einem oder mehreren Heizwalzdurchgängen  in einem dritten Temperaturbereich    unterhalb etwa der Ar 3 -Transformationstemperatur  und oberhalb etwa der Ar 1 -Transformationstemperatur (also dem interkritischen  Temperaturbereich); (e) Abschrecken der Stahlplatte mit einer Abkühlrate  von etwa 10 DEG C/sek. bis etwa 40 DEG C/sek. (18 DEG F/sek. bis  72 DEG F/sek.) auf eine Stopptemperatur (QST), die vorzugsweise unterhalb  etwa M S -Transformationstemperatur +200 DEG C (360 DEG F) liegt;  und (f) Stoppen des Abschreckens. Bei einer anderen Ausführungsform  dieses dritten Stahlbeispiels liegt die QST vorzugsweise unterhalb  etwa der M S -Transformationstemperatur +100 DEG C (180 DEG ), und  liegt besonders bevorzugt unterhalb von etwa 350 DEG C (662 DEG F).

    Bei einer Ausführungsform dieses dritten Stahlbeispiels lässt man  die Stahlplatte mittels Luftkühlung sich auf Umgebungstemperatur  nach dem Schritt (f) abkühlen. Diese Verarbeitung erleichtert die  Transformation der Mikrostruktur der Stahlplatte zu etwa 10 Vol.-%  bis etwa 40 Vol.-% einer ersten Phase aus Ferrit und etwa 60 Vol.-%  bis etwa 90 Vol.-% einer zweiten Phase aus überwiegend feinkörnigem  Martensit, feinkörnigem niedrigerem Bainit, oder deren Mischungen  (vgl. das Glossar für die Definitionen der T nr -Temperatur, und  der Ar 3 - und der Ar 1 -Transformationstemperatur). 



   Um die Zähigkeit bei Umgebungstemperaturen und tiefen Temperaturen  sicherzustellen, weist die Mikrostruktur der zweiten Phase in Stählen  gemäss diesem dritten Stahlbeispiel überwiegend feinkörniges niedrigeres  Bainit, feinkörniges Martensit, oder deren Mischungen auf. Es ist  vorzuziehen, die Ausbildung von Versprödungsbestandteilen im Wesentlichen  zu minimieren, beispielsweise oberes Bainit, Zwillings-Martensit  und MA, in der zweiten Phase. Bei diesem dritten Stahlbeispiel und  in den Patentansprüchen bedeutet "überwiegend" zumindest etwa 50  Vol.-%. Der Rest der Mikrostruktur der zweiten Phase kann zusätzliches  feinkörniges niedrigeres Bainit enthalten, zusätzliches feinkörniges  Martensit oder Ferrit.

   Besonders bevorzugt weist, die Mikrostruktur  der zweiten Phase zumindest etwa 60 Vol.-%    bis etwa 80 Vol.-%  feinkörniges niedrigeres Bainit, feinkörniges Martensit, oder deren  Mischungen auf. Ganz besonders bevorzugt weist die Mikrostruktur  der zweiten Phase zumindest etwa 90 Vol.-% feinkörniges niedrigeres  Bainit auf, feinkörniges Martensit, oder deren Mischungen. Ein Stahlbarren,  der entsprechend diesem dritten Stahlbeispiel verarbeitet wird, wird  auf übliche Art und Weise hergestellt, und weist bei einer Ausführungsform  Eisen und die folgenden Legierungselemente auf, vorzugsweise in den  Gewichtsbereichen, die in der nachstehenden Tabelle III angegeben  sind.  Tabelle III  



    <tb><TABLE> Columns = 2  <tb>Head Col 1: Legierungselement <tb>Head  Col 2: Bereich (Gew.-%) <tb><SEP> Kohlenstoff (C)<SEP> 0,04-0,12,  bevorzugt 0,4-0,07 <tb><SEP> Mangan (Mn)<SEP> 0,5-2,5, bevorzugt  1,0-1,8 <tb><SEP> Nickel (Ni)<SEP> 1,0-3,0, bevorzugt 1,5-2,5 <tb><SEP>  Niob (Nb)<SEP> 0,02-0,1, bevorzugt 0,02-0,05 <tb><SEP> Titan (Ti)<SEP>  0,008-0,03, bevorzugt 0,01-0,02 <tb><SEP> Aluminium (AI)<SEP> 0,001-0,05,  bevorzugt 0,005-0,03 <tb><SEP> Stickstoff (N)<SEP> 0,002-0,005,  bevorzugt 0,002-003  <tb></TABLE> 



   Chrom (Cr) wird manchmal dem Stahl hinzugefügt, vorzugsweise bis  zu etwa 1,0 Gew.-%, und besonders bevorzugt etwa 0,2 Gew.-% bis etwa  0,6 Gew.-%. 



   Molybdän (MO) wird manchmal dem Stahl hinzugefügt, vorzugsweise bis  zu etwa 0,8 Gew.-%, und besonders bevorzugt etwa 0,1 Gew.-% bis etwa  0,3 Gew.-%. 



   Silizium (Si) wird manchmal dem Stahl hinzugefügt, vorzugsweise bis  zu etwa 0,5 Gew.-%, bevorzugter etwa 0,01 Gew.-% bis etwa 0,5 Gew.-%,  und ganz besonders bevorzugt etwa 0,05 Gew.-% bis etwa 0,1 Gew.-%.                                                             



     Kupfer (Cu) wird manchmal dem Stahl hinzugefügt, vorzugsweise  im Bereich von etwa 0,1 Gew.-% bis etwa 1,0 Gew.-%, bevorzugter im  Bereich von etwa 0,2 Gew.-% bis etwa 0,4 Gew.-%. 



   Bor (B) wird manchmal dem Stahl hinzugefügt, vorzugsweise bis zu  etwa 0,0020 Gew.-%, und besonders bevorzugt etwa 0,0006 Gew.-% bis  etwa 0,0010 Gew.-%. 



   Der Stahl enthält vorzugsweise zumindest etwa 1 Gew.-% Nickel. 



   Der Nickelgehalt des Stahls kann auf mehr als etwa 3 Gew.-% erhöht  werden, falls es erwünscht ist, die Leistung nach dem Schweissen  zu verbessern. Von jeder Hinzufügung von Nickel um 1 Gew.-% wird  erwartet, dass hierdurch die DBTT des Stahls um etwa 10 DEG C (18  DEG F) verringert wird. Der Nickelgehalt beträgt vorzugsweise weniger  als 9 Gew.-%, besonders bevorzugt weniger als etwa 6 Gew.-%. Der  Nickelgehalt wird vorzugsweise minimiert, um die Kosten des Stahls  zu minimieren. Wenn der Nickelgehalt auf mehr als etwa 3 Gew.-% erhöht  wird, kann der Mangangehalt bis auf unterhalb etwa 0,5 Gew.-% verringert  werden, bis herunter zu 0,0 Gew.-%. Allgemein gesprochen wird daher  vorgezogen, bis zu etwa 2,5 Gew.-% Mangan einzusetzen. 



   Darüber hinaus werden Restbestandteile vorzugsweise im Stahl im Wesentlichen  minimiert. Der Gehalt an Phosphor (P) beträgt vorzugsweise weniger  als etwa 0,01 Gew.-%. Der Gehalt an Schwefel (S) beträgt vorzugsweise  weniger als etwa 0,004 Gew.-%. Der Gehalt an Sauerstoff (O) beträgt  vorzugsweise weniger als 0,002 Gew.-%. 



   Um einige weitere Einzelheiten zu schildern, wird ein Stahl gemäss  diesem dritten Stahlbeispiel dadurch hergestellt, dass ein Barren  mit der gewünschten Zusammensetzung, wie hier beschrieben, ausgebildet  wird; der Barren auf eine Temperatur von etwa 955 DEG C bis etwa  1065 DEG C (1750 DEG F bis 1950 DEG F) erhitzt wird;

   der Barren heissgewalzt  wird, um eine Stahlplatte in einem oder mehreren Durchgängen auszubilden,  mit einer    Verkleinerung um etwa 30% bis etwa 70% in einem ersten  Temperaturbereich, in welchem Austenit rekristallisiert, also oberhalb  der etwa T nr -Temperatur, weiteres Heisswalzen der Stahlplatte in  einem oder mehreren Durchgängen, mit einer Verkleinerung von etwa  40% bis etwa 80%, in einem zweiten Temperaturbereich unterhalb etwa  der T nr -Temperatur und oberhalb etwa der AR 3 -Transformationstemperatur,  und Fertigwalzen der Stahlplatte in einem oder mehreren Durchgängen,  um eine Verkleinerung um etwa 15% bis etwa 50% zur Verfügung zu stellen,  in dem interkritischen Temperaturbereich unterhalb etwa der A r -Transformationstemperatur  und oberhalb etwa der Ar 1 -Transformationstemperatur.

   Die heissgewalzte  Stahlplatte wird dann abgeschreckt, mit einer Kühlrate von etwa 10  DEG C/sek. bis etwa 40 DEG C/sek. (18 DEG F/sek. bis 72 DEG F/sek.),  auf eine geeignete Abschreckstopptemperatur (QST), die vorzugsweise  unterhalb etwa der M S -Transformationstemperatur +200 DEG C (360  DEG F) liegt, und an diesem Zeitpunkt wird das Abschrecken beendet.  Bei einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung liegt  die QST vorzugsweise unterhalb etwa der M s -Transformationstemperatur  +100 DEG C (180 DEG F), und liegt besonders bevorzugt unterhalb etwa  350 DEG C (662 DEG F). Bei einer Ausführungsform dieses dritten Stahlbeispiels  lässt man die Stahlplatte mittels Luftkühlung auf Umgebungstemperatur  abkühlen, nachdem das Abschrecken beendet ist.

   Bei den drei voranstehenden  Beispielen für Stähle beträgt, da Ni ein teures Legierungselement  darstellt, der Ni-Gehalt des Stahls vorzugsweise weniger als etwa  3 Gew.-%, weiter bevorzugt weniger als etwa 2,5 Gew.-%, besonders  bevorzugt weniger als etwa 2,0 Gew.-%, und ganz besonders bevorzugt  weniger als etwa 1,8 Gew.-%, um die Kosten des Stahls wesentlich  zu minimieren. 



   Andere geeignete Stähle zum Einsatz in Zusammenhang mit der vorliegenden  Erfindung sind in anderen Publikationen beschrieben, welche ultrahochfeste,  niedriglegierte Stähle beschreiben, die weniger als etwa 1 Gew.-%  Nickel enthalten, Zugfestigkeiten von mehr 830 MPa (120 ksi) aufweisen,  und    eine hervorragende Tieftemperaturzähigkeit aufweisen. Zum  Beispiel sind derartige Stähle in einer europäischen Patentanmeldung  beschrieben, die am 5. Februar 1997 veröffentlicht wurde, und die  internationale Anmelde-Nr. PCT/JP96/00 157 aufweist, und die internationale  Veröffentlichungs-Nr. WO96/23 909 (Amtsblatt 1996/36 vom 08.08.1996)  (derartige Stähle weisen vorzugsweise einen Kupfergehalt von 0,1  Gew.-% bis 1,2 Gew.-% auf), und in einer US-PS 6 264 760 mit einem  Prioritätsdatum vom 28.

   Juli 1997, mit dem Titel "Ultra-High Strength,  Weldable Steels with Excellent Ultra-Low Temperature Toughness". 



   Bei jedem der voranstehenden geschilderten Stähle, bezieht sich für  Fachleute auf diesem Gebiet der hier verwendete Begriff "Prozentualverringerung  der Dicke" auf die Prozentualverringerung der Dicke des Stahlbarrens  oder der Platte vor der betreffenden Verringerung. Um dies anhand  eines Beispiels zu erläutern, ohne hierdurch die Erfindung einzuschränken,  kann ein Stahlbarren mit einer Dicke von etwa 25,4 cm (10 Zoll) um  etwa 50% verkleinert werden (eine Verkleinerung um 50%), in einem  ersten Temperaturbereich, auf eine Dicke von etwa 12,7 cm (5 Zoll),  und dann um etwa 80% (eine Verkleinerung um 80%) verkleinert werden,  in einem zweiten Temperaturbereich, auf eine Dicke von etwa 2,5 cm  (1 Zoll).

   Als weiteres Beispiel, ohne hierdurch die Erfindung einzuschränken,  kann ein Stahlbarren von etwa 25,4 cm (10 Zoll) um etwa 30% verkleinert  werden (eine 30%ige Verkleinerung), in einem ersten Temperaturbereich,  auf eine Dicke von etwa 17,8 cm (7 Zoll), dann um etwa 80% (eine  80%ige Verkleinerung) in einem zweiten Temperaturbereich auf eine  Dicke von etwa 3,6 cm (1,4 Zoll) verkleinert werden, und darauf um  etwa 30% verkleinert werden (eine 30%ige Verkleinerung), in einem  dritten Temperaturbereich, auf eine Dicke von etwa 2,5 cm (1 Zoll).  Hierbei ist mit "Barren" ein Stahlstück mit beliebigen Abmessungen  gemeint. 



     Bei jedem der voranstehend geschilderten Stähle wird, wie Fachleute  auf diesem Gebiet wissen, der Stahlbarren vorzugsweise durch eine  geeignete Vorrichtung zum Erhöhen der Temperatur im Wesentlichen  des gesamten Barrens erneut erhitzt, vorzugsweise des gesamten Barrens,  auf die gewünschte Wiedererwärmungstemperatur, beispielsweise dadurch,  dass der Barren über eine bestimmte Zeit in einen Ofen verbracht  wird. Die spezifische Wiedererwärmungstemperatur, die für jede der  voranstehend geschilderten Stahlzusammensetzungen verwendet werden  sollte, kann von einem Fachmann auf dem Gebiet einfach bestimmt werden,  entweder durch Versuche, oder durch Berechnungen unter Einsatz geeigneter  Modelle.

   Darüber hinaus kann die Ofentemperatur und die Wiedererwärmungszeit,  die dazu erforderlich sind, die Temperatur von im Wesentlichen dem  gesamten Barren, vorzugsweise des gesamten Barrens, auf die gewünschte  Wiedererwärmungstemperatur zu erhöhen, leicht von einem Fachmann  bestimmt werden, durch Bezugnahme aus Standard-Industrieveröffentlichungen.                                                    



   Bei jedem der voranstehend geschilderten Stähle, wie dies Fachleuten  wohlbekannt ist, hängt der Temperaturbereich, der die Grenze zwischen  dem Rekristallisationsbereich und dem Nicht-Rekristallisationsbereich  festlegt, nämlich die T nr -Temperatur, von der chemischen Zusammensetzung  des Stahls ab, und spezieller von der Wiedererwärmungstemperatur  vor dem Walzen, der Kohlenstoffkonzentration, der Niobkonzentration,  und dem Ausmass der Verkleinerung, das bei den Walzdurchgängen erfolgt.  Fachleute können diese Temperatur für jede Stahlzusammensetzung entweder  durch Versuche oder durch Modellrechnungen bestimmen. Entsprechend  können die Ac 1 -, Ar 1 -, Ar 3 - und M S -Transformationstemperaturen,  die hier geschildert wurden, von Fachleuten für jede Stahlzusammensetzung  bestimmt werden, entweder durch Versuche oder durch Modellrechnungen.

                                                            



     Bei jedem der voranstehend geschilderten Stähle sind, wie dies  Fachleute wissen, mit Ausnahme der 



   Wiedererwärmungstemperatur, die im Wesentlichen den gesamten Barren  betrifft, nachfolgende Temperaturen, die zur Beschreibung der Verarbeitungsverfahren  gemäss der vorliegenden Erfindung verwendet werden, Temperaturen,  die an der Oberfläche des Stahls gemessen werden. Die Oberflächentemperatur  von Stahl kann beispielsweise durch Einsatz eines optischen Pyrometers  gemessen werden oder durch jedes andere Gerät, das zur Messung der  Oberflächentemperatur von Stahl geeignet ist.

   Die hier angegebenen  Abkühlraten sind jene im Zentrum, oder im Wesentlichen im Zentrum,  in Bezug auf die Dicke der Platte; und die Abschreckstopptemperatur  (QST) ist die höchste, oder im Wesentlichen die höchste, Temperatur,  die an der Oberfläche der Platte erreicht wird, nachdem mit dem Abschrecken  aufgehört wurde, infolge der Wärme, die von dem Bereich in der Mitte  der Platte übertragen wird. Zum Beispiel wird während der Verarbeitung  von Versuchsstücken einer Stahlzusammensetzung gemäss den hier dargestellten  Beispielen ein Thermoelement im Zentrum oder im Wesentlichen im Zentrum  der Dicke der Stahlplatte angebracht, um die Temperatur im Zentrum  zu messen, während die Oberflächentemperatur durch Einsatz eines  optischen Pyrometers gemessen wird.

   Es wird eine Korrelation zwischen  der Zentrumstemperatur und der Oberflächentemperatur zur Verwendung  während der späteren Verarbeitung derselben, oder im Wesentlichen  derselben, Stahlzusammensetzung entwickelt, sodass die Temperatur  im Zentrum über eine direkte Messung der Oberflächentemperatur bestimmt  werden kann. Weiterhin kann die erforderliche Temperatur und Flussrate  des Abschreckfluids, um die gewünschte Beschleunigung der Abkühlrate  zu erzielen, von einem Fachmann durch Bezugnahme auf Standard-Industrieveröffentlichungen  bestimmt werden. 



   Ein Fachmann hat die erforderlichen Kenntnisse und Fähigkeiten, um  die hier zur Verfügung gestellte Information dazu einzusetzen, ultrahochfeste,  niedriglegierte    Stahlplatten herzustellen, die eine geeignete  hohe Festigkeit und Zähigkeit zur Verwendung bei der Konstruktion  der Behälter und anderen Bauteile der vorliegenden Erfindung aufweisen.  Andere geeignete Stähle können für den Behälter vorhanden sein, oder  später entwickelt werden. 



   Ein Fachmann weist die erforderlichen Kenntnisse und Fähigkeiten  auf, die hier bereitgestellte Information dazu zu verwenden, um ultrahochfeste,  niedriglegierte Stahlplatten herzustellen, die modifizierte Dicken  aufweisen, verglichen mit den Dicken jener Stahlplatten, die gemäss  den hier vorgestellten Beispielen hergestellt werden, und immer noch  Stahlplatten herstellen, die eine geeignete hohe Festigkeit und eine  geeignete Tieftemperaturzähigkeit zur Verwendung im System gemäss  der vorliegenden Erfindung aufweisen. Beispielsweise kann ein Fachmann  die hier bereitgestellte Information dazu einsetzen, eine Stahlplatte  mit einer Dicke von etwa 2,54 cm (1 Zoll) und geeigneter hoher Festigkeit  und geeigneter Tieftemperaturzähigkeit zur Verwendung bei der Konstruktion  der Behälter und anderen Bauteile der vorliegenden Erfindung herzustellen.

    Andere geeignete Stähle können für den Behälter vorhanden sein, oder  später entwickelt werden. 



   Wenn ein Zweiphasenstahl bei der Konstruktion von Behältern gemäss  der vorliegenden Erfindung verwendet wird, wird der Zweiphasenstahl  vorzugsweise auf solche Weise verarbeitet, dass der Zeitraum, in  welchem der Stahl in dem interkritischen Temperaturbereich gehalten  wird, um die Zweiphasenstruktur auszubilden, vor dem Schritt der  beschleunigten Abkühlung oder Abschreckung liegt. Vorzugsweise wird  die Verarbeitung so vorgenommen, dass die Zweiphasenstruktur während  der Abkühlung des Stahls ausgebildet wird, zwischen der Ar 3 -Transformationstemperatur,  und etwa Ar 1 -Transformationstemperatur.

   Weiterhin wird in    Bezug  auf Stähle, die bei der Konstruktion von Behältern gemäss der vorliegenden  Erfindung verwendet werden, vorgezogen, dass der Stahl eine Zugfestigkeit  von mehr als 830 MPa (120 ksi) aufweist, und eine DBTT von weniger  als etwa -73 DEG C (-100 DEG F), nach Beendigung des Schrittes der  beschleunigten Abkühlung oder Abschreckung, also ohne irgendeine  zusätzliche Verarbeitung, welche eine erneute Erwärmung des Stahls  erfordert, beispielsweise Tempern. Besonders bevorzugt beträgt die  Zugfestigkeit des Stahls nach Beendigung des Abschreck- oder Abkühlschrittes  mehr als etwa 860 MPa (125 ksi), und besonders bevorzugt mehr als  etwa 900 MPa (130 ksi).

   Bei einigen Anwendungen ist ein Stahl vorzuziehen,  der eine Zugfestigkeit von mehr als etwa 930 MPa (135 ksi) aufweist,  oder mehr als etwa 965 MPa (140 ksi), oder mehr als etwa 1000 MPa  (145 ksi), nach Beendigung des Abschreck- oder Abkühlschrittes.   Verbindungsverfahren für die Konstruktion von Behältern und anderen  Bauteilen  



   Um die Behälter und anderen Bauteile gemäss der vorliegenden Erfindung  zu konstruieren, ist ein geeignetes Verfahren zum Verbinden der Stahlplatten  erforderlich. Jedes Verbindungsverfahren, welches Nähte mit geeigneter  Festigkeit und Zähigkeit für die vorliegende Erfindung zur Verfügung  stellt, wie dies voranstehend geschildert wurde, wird als geeignet  angesehen. Vorzugsweise wird ein Schweissverfahren, welches dazu  geeignet ist, die ausreichende Festigkeit und Bruchzähigkeit zur  Verfügung zu stellen, um das Fluid festzuhalten, welches aufgenommen  oder transportiert wird, zum Konstruieren der Behälter und anderen  Bauteile gemäss der vorliegenden Erfindung verwendet. Ein derartiges  Schweissverfahren umfasst vorzugsweise ein geeignetes Drahtverbrauchsmaterial,  ein geeignetes Verbrauchsgas, ein geeignetes Schweissverfahren, und  eine geeignete Schweissprozedur.

   Beispielsweise können sowohl Gasmetalllichtbogenschweissen  (GMAW) als auch    Wolframinertgasschweissen (TIG), die beide in  der Stahlherstellungsindustrie wohlbekannt sind, zur Verbindung der  Stahlplatten eingesetzt werden, unter der Voraussetzung, dass eine  geeignete Kombination aus Verbrauchsdraht und Gas eingesetzt wird.                                                             



   Im ersten Beispiel für ein Schweissverfahren wird das Verfahren des  Gasmetalllichtbogenschweissens (GMAW) dazu eingesetzt, eine chemische  Schweissmetallzusammensetzung zu erzeugen, die Eisen und etwa 0,07  Gew.-% Kohlenstoff, etwa 2,05 Gew.-% Mangan, etwa 0,32 Gew.-% Silizium,  etwa 2,20 Gew.-% Nickel, etwa 0,45 Gew.-% Chrom, etwa 0,56 Gew.-%  Molybdän, weniger als etwa 110 ppm Phosphor, und weniger als etwa  50 ppm Schwefel enthält. Das Schweissen erfolgt auf einem Stahl,  beispielsweise einem der voranstehend geschilderten Stähle, unter  Verwendung eines Schutzgases auf Argongrundlage, mit weniger als  etwa 1 Gew.-% Sauerstoff. Die zugeführte Schweissenergie liegt im  Bereich von etwa 0,3 kJ/mm bis etwa 1,5 kJ/mm (7,6 kJ/Zoll bis 38  kJ/Zoll).

   Das Schweissen mit diesem Verfahren stellt eine Schweissung  (vgl. das Glossar) zur Verfügung, die eine Zugfestigkeit von mehr  als etwa 900 MPa (130 ksi) aufweist, bevorzugt mehr als etwa 930  MPa (135 ksi), noch bevorzugter mehr als etwa 965 MPa (140 ksi),  und ganz besonders bevorzugt zumindest etwa 1000 MPa (145 ksi) aufweist.  Weiterhin stellt das Schweissen diesem Verfahren ein Schweissmetall  zur Verfügung, welches eine DBTT von unterhalb etwa -73 DEG C (-100  DEG F) aufweist, vorzugsweise unterhalb von etwa -96 DEG C (-140  DEG F), besonders bevorzugt unterhalb von etwa -106 DEG C (-160 DEG  F), und ganz besonders bevorzugt unterhalb von etwa -115 DEG C (-175  DEG F). 



   Bei einem anderen Beispiel für das Schweissverfahren wird das GMAW-Verfahren  dazu verwendet, eine chemische Zusammensetzung des Schweissmetalls  zu erzeugen, bei welcher Eisen und etwa 0,01 Gew.-% Kohlenstoff vorhanden  sind (vorzugsweise weniger als etwa 0,10 Gew.-% Kohlenstoff, besonders  bevorzugt zwischen etwa 0,07 bis 0,08 Gew.-% Kohlenstoff), etwa 1,60  Gew.-%    Mangan, etwa 0,25 Gew.-% Silizium, etwa 1,9 Gew.-% Nickel,  etwa 0,87 Gew.-% Chrom, etwa 0,51 Gew.-% Molybdän, weniger als etwa  75 ppm Phosphor und weniger als etwa 100 ppm Schwefel. Die zugeführte  Schweissenergie liegt im Bereich von etwa 0,3 kJ/mm bis etwa 1,5  kJ/mm (7,6 kJ/Zoll bis 38 kJ/Zoll, und es wird eine Vorerwärmung  von etwa 100 DEG C (212 DEG F) eingesetzt.

   Das Schweissen erfolgt  auf einem Stahl, beispielsweise einem der voranstehend geschilderten  Stähle, unter Verwendung eines Schutzgases auf Argongrundlage mit  weniger als etwa 1 Gew.-% Sauerstoff. Das Schweissen mit diesem Verfahren  stellt eine Schweissung mit einer Zugfestigkeit von mehr als etwa  900 MPa. (130 ksi) zur Verfügung, bevorzugt von mehr als etwa 930  MPa (135 ksi), noch bevorzugter von etwas mehr als 965 MPa (140 ksi),  und ganz besonders bevorzugt von zumindest etwa 1000 MPa (145 ksi).  Darüber hinaus stellt das Schweissen mit diesem Verfahren ein Schweissmetall  mit einer DBTT zur Verfügung, die unterhalb von etwa -73 DEG C (-100  DEG F) liegt, vorzugsweise unterhalb von etwa -96 DEG C (-140 DEG  F), besonders bevorzugt unterhalb von etwa -106 DEG C (-160 DEG F)  bevorzugt unterhalb von etwa -115 DEG C (-175 DEG F). 



   Bei einem weiteren Beispiel für das Schweissverfahren wird das Wolframinertgasschweissverfahren  (TIG-Verfahren) dazu eingesetzt, eine chemische Zusammensetzung des  Schweissmetalls zu erzeugen, bei welcher Eisen und etwa 0,07 Gew.-%  Kohlenstoff vorgesehen sind (vorzugsweise weniger als etwa 0,07 Gew.-%  Kohlenstoff), etwa 1,80 Gew.-% Mangan, etwa 0,20 Gew.-% Silizium,  etwa 4,00 Gew.-% Nickel, etwa 0,5 Gew.-% Chrom, etwa 0,40 Gew.-%  Molybdän, etwa 0,02 Gew.-% Kupfer, etwa 0,2 Gew.-% Aluminium, etwa  0,010 Gew.-% Titan, etwa 0,015 Gew.-% Zirkonium (Zr), weniger als  etwa 50 ppm Phosphor, und weniger als etwa 30 ppm Schwefel. Die zugeführte  Schweissenergie liegt im Bereich von etwa 0,3 kJ/mm bis etwa 1,5  kJ/mm (7,6 kJ/Zoll bis 38 kJ/Zoll), und es wird eine Vorerwärmung  von etwa 100 DEG C (212 DEG F) eingesetzt.

   Das Schweissen erfolgt  auf einem Stahl, beispielsweise -einem der voranstehend geschilderten  Stähle, unter Verwendung eines Schutzgases auf Argongrundlage mit  weniger als etwa 1 Gew.-% Sauerstoff. Das Schweissen mit diesem    Verfahren stellt eine Schweissung zur Verfügung, die eine Zugfestigkeit  von mehr als etwa 900 MPa (130 ksi) aufweist, vorzugsweise mehr als  etwa 930 MPa (135 ksi), besonders bevorzugt mehr als etwa 965 MPa  (140 ksi), und ganz besonders bevorzugt zumindest etwa 1000 MPa (145  ksi). Darüber hinaus stellt das Schweissen mit diesem Verfahren ein  Schweissmetall zur Verfügung, welches eine DBTT unterhalb von etwa  -73 DEG C (-100 DEG F) aufweist, -vorzugsweise unterhalb von etwa  -96 DEG C (-140 DEG F), besonders bevorzugt unterhalb von etwa -106  DEG C (-160 DEG F), und ganz besonders bevorzugt unterhalb von etwa  -115 DEG C (-175 DEG F). 



   Entsprechende chemische Zusammensetzungen des Schweissmetalls wie  jene, die bei den Beispielen geschildert wurden, können unter Verwendung  entweder des GMAW- oder des TIG-Schweissverfahrens hergestellt werden.  Allerdings wird von TIG-Schweissungen angenommen, dass sie einen  niedrigeren Gehalt an Verunreinigungen aufweisen, und eine stärker  verfeinerte Mikrostruktur als die GMAW-Schweissungen, und daher eine  verbesserte Tieftemperaturzähigkeit. 



   Ein Fachmann hat die erforderlichen Kenntnisse und Fähigkeiten, die  hier bereitgestellte Information dazu zu verwenden, um ultrahochfeste,  niedriglegierte Stahlplatten so zu schweissen, dass Schweissnähte  erzeugt werden, die eine geeignete hohe Festigkeit und Bruchzähigkeit  zur Verwendung beim Konstruieren der Behälter und anderer Bauteile  der vorliegenden Erfindung aufweisen. Andere geeignete Verbindungs-  oder Schweissverfahren können existieren, oder später entwickelt  werden.  Konstruktion von Behältern und anderen Bauteilen                                                              



   Ohne hierdurch die vorliegende Erfindung einzuschränken, werden zur  Verfügung gestellt: Behälter und andere Bauteile,    die (i) aus  Materialien konstruiert sind, die ultrahochfeste, niedriglegierte  Stähle aufweisen, die weniger als 9 Gew.-% Nickel enthalten, und  (ii) eine ausreichende Festigkeit und Tieftemperaturbruchzähigkeit  aufweisen, um Tieftemperaturfluide aufzunehmen, insbesondere PLNG;

    darüber hinaus Behälter und andere Bauteile, die aus Materialien  konstruiert sind, die ultrahochfeste, niedriglegierte Stähle umfassen,  die weniger als 9 Gew.-% Nickel enthalten, und eine Zugfestigkeit  von mehr 830 MPa (120 ksi) und eine DBTT von weniger als etwa -73  DEG C (-100 DEG F) aufweisen; weiterhin Behälter und andere Bauteile,  die (i) aus Materialien konstruiert sind, die ultrahochfeste, niedriglegierte  Stähle umfassen, die weniger als etwa 3 Gew.-% Nickel enthalten,  und (ii) ausreichende Festigkeit und Tieftemperaturbruchzähigkeit  aufweisen, um Tieftemperaturfluide aufzunehmen, insbesondere PLNG;

    und darüber hinaus Behälter und andere Bauteile, die (i) aus Materialien  konstruiert sind und ultrahochfeste, niedriglegierte Stähle umfassen,  weniger als etwa 3 Gew.-% Nickel enthalten, und (ii) Zugfestigkeiten  aufweisen, die mehr als etwa 1000 MPa (145 ksi) betragen, sowie DBTTs,  die niedriger sind als etwa -73 DEG C (-100 DEG F). Derartige Behälter  und andere Bauteile werden vorzugsweise aus den hier beschriebenen  ultrahochfesten, niedriglegierten Stählen mit hervorragender Tieftemperaturzähigkeit  konstruiert. 



   Die Behälter und anderen Bauteile der vorliegenden Erfindung werden  vorzugsweise aus diskreten Platten aus ultrahochfestem, niedriglegiertem  Stahl mit hervorragender Tieftemperaturzähigkeit konstruiert. Soweit  anwendbar, weisen die Nähte der Behälter und anderen Bauteile, soweit  vorhanden, vorzugsweise etwa dieselbe Festigkeit und Zähigkeit auf,  wie die ultrahochfesten, niedriglegierten Stahlplatten. In einigen  Fällen kann eine Unterschreitung der Festigkeit in der Grössenordnung  von etwa 5% bis etwa 10% für Orte mit geringeren Belastungen gerechtfertigt  sein. Nähte mit den bevorzugten Eigenschaften können durch jedes  geeignete Verbindungsverfahren hergestellt werden. Beispiele    für  Verbindungsverfahren sind hier beschrieben, unter   "Verbindungsverfahren  zur Konstruktion von Behältern und anderen Bauteilen". 



   Wie Fachleute wissen, kann der Charpy-V-Kerben-Test (CVN-Test) zum  Zwecke der Beurteilung der Bruchzähigkeit und zur Bruchsteuerung  bei der Konstruktion von Behältern zum Transport von Tieftemperaturfluiden  unter Druck, beispielsweise PLNG, eingesetzt werden, insbesondere  durch Einsatz der Duktil-Spröd-Übergangstemperatur (DBTT). Die DBTT  unterteilt zwei Bruchbereiche in Baustählen. Bei Temperaturen unterhalb  der DBTT tritt ein Ausfall in dem Charpy-V-Kerben-Test durch Bruch  bei Spaltbildung (Versprödung) bei niedriger Energie auf, wogegen  bei Temperaturen oberhalb der DBTT ein Ausfall durch einen duktilen  Bruch bei hoher Energie auftritt.

   Behälter, die aus geschweissten  Stählen hergestellt sind, für den Transport von PLNG, und für andere  Tieftemperatureinsätze unter Lastbeaufschlagung, müssen DBTTs aufweisen,  bestimmt durch den Charpy-V-Kerben-Test, die deutlich unterhalb der  Einsatztemperatur der Anordnung liegen, um einen Sprödbruch zu vermeiden.  Abhängig von dem Entwurf, den Einsatzbedingungen, und/oder den Anforderungen  der betreffenden Klassifikationsgesellschaft, kann sich die erforderliche  DBTT-Temperatur um 5 DEG C bis 30 DEG C (9 DEG F bis 54 DEG F) unterhalb  der Einsatztemperatur verschieben. 



   Fachleuten auf diesem Gebiet ist es bekannt, dass die Betriebsbedingungen,  die bei dem Entwurf von Behältern berücksichtigt werden, die aus  geschweisstem Stahl konstruiert sind, und zum Transport von Tieftemperaturfluiden  unter Druck dienen, beispielsweise PLNG, unter anderem den Betriebsdruck  und die Betriebstemperatur umfassen, sowie zusätzliche Spannungen,  die auf den Stahl und die Schweissungen (vgl. das Glossar) einwirken  können.

   Standardbruchmechanikmessungen, beispielsweise (i) der kritische  Spannungsintensitätsfaktor (K IC ), der ein Mass für die Verformungsbruchzähigkeit  in der Ebene darstellt, und (ii) die Spaltspitzenöffnungsverschiebung  (CTOD), die zur Messung der    elastisch-plastischen Bruchzähigkeit  verwendet werden kann, und die bei den Fachleuten bekannt sind, können  dazu eingesetzt werden, die Bruchzähigkeit des Stahls und der Schweissungen  zu bestimmen.

   Industrienormen, die allgemein für Stahlstrukturentwürfe  akzeptiert werden, wie beispielsweise beschrieben in der BSI-Veröffentlichung  "Guidance on methods for assessing the acceptbility of flaws in fusion  welded structures", häufig bezeichnet als "PD6493: 1991", können  dazu verwendet werden, die maximal zulässigen Fehlstellengrössen  für den Behälter zu bestimmen, auf der Grundlage der Bruchzähigkeit  des Stahls und der Schweissung (einschliesslich der HAZ) und der  auf den Behälter einwirkenden Spannungen.

   Ein Fachmann kann ein Bruchsteuerprogramm  entwickeln, um das Einleiten von Brüchen abzumildern, durch (i) geeigneten  Behälterentwurf zum Minimieren einwirkender Spannungen, (ii) geeignete  Herstellungsqualitätskontrolle zum Minimieren von Defekten, (iii)  geeignete Kontrolle von Lebensdauerzyklusbelastungen und Drucken,  die auf den Behälter einwirken, und (iv) ein geeignetes Inspektionsprogramm,  um verlässlich Fehlstellen und Defekte in dem Behälter festzustellen.  Eine bevorzugte Konstruktionsphilosophie für die Ausführungen der  vorliegenden Erfindung ist "Leck vor dem Ausfall", wie dies Fachleuten  bekannt ist. Diese Überlegungen werden hier allgemein als "bekannte  Prinzipien der Bruchmechanik" bezeichnet. 



   Nachstehend erfolgt ein nicht einschränkendes Beispiel für den Einsatz  dieser bekannten Prinzipien der Bruchmechanik bei einer Prozedur  zur Berechnung der kritischen Fehlstellentiefe für eine vorgegebene  Fehlstellenlänge, zum Einsatz in einem Bruchkontrollplan, um die  Einleitung eines Bruchs in einem Behälter gemäss der vorliegenden  Erfindung zu verhindern. Fig. 4B zeigt eine Fehlstelle mit einer  Fehlstellenlänge 315 und einer Fehlstellentiefe 310. PD6493 wird  zur Berechnung von Werten für das Diagramm 300 für die kritische  Fehlstellengrösse verwendet, das in Fig. 4A gezeigt ist, auf    der  Grundlage der folgenden Konstruktionsbedingungen für ein Druckgefäss  oder einen Behälter: Gefässdurchmesser: 4,57 m (15 ft) Gefässwanddicke:  25,4 mm (1 Zoll) Betriebsdruck: 3445 kPa (500 psi) Umfangsspannung:  333 MPa (48,3 ksi). 



   Für den Zweck des vorliegenden Beispiels wird eine Oberflächenfehlstellenlänge  von 100 mm (4 Zoll) angenommen, beispielsweise eine Axialfehlstelle,  die sich in einer Schweissnaht befindet. In Fig. 4A zeigt nunmehr  das Diagramm 300 den Wert für die kritische Fehlstelltiefe als Funktion  der CTOD-Bruchzähigkeit und der Restspannung, für Restspannungspegel  von 15, 15, 50, 75 und 100% der Streckgrenze. Restspannungen können  infolge der Herstellung und des Schweissens erzeugt werden; und PD6493  empfiehlt den Einsatz eines Restspannungswertes von 100% der Streckgrenze  in Schweissungen (einschliesslich der Schweiss-HAZ), es sei denn,  dass bei den Schweissungen eine Spannungsentlastung erfolgt, unter  Einsatz von Verfahren, wie der Wärmebehandlung nach dem Schweissen  (PWHT) oder mechanischer Spannungsentlastung. 



   Auf der Grundlage der CTOD-Bruchzähigkeit des Stahls bei der minimalen  Einsatztemperatur können die Behälterschweissprozeduren so eingestellt  werden, dass die Restspannungen verringert werden, und kann ein Inspektionsprogramm  eingerichtet werden (sowohl für ursprüngliche Inspektion als auch  für Inspektion im Einsatz), um Fehlstellen festzustellen und zu messen,  um sie mit der kritischen Fehlstellengrösse zu vergleichen. Beim  vorliegenden Beispiel, wenn der Stahl eine CTOD-Zähigkeit von 0,025  mm bei der minimalen Einsatztemperatur hat (gemessen unter Verwendung  von Laborproben), und die Restspannungen auf 15% der Stahl-Ersatzstreckgrenze  verringert werden, beträgt der Wert für die kritische Fehlstellentiefe  annähernd 4 mm (siehe Punkt 320 in Fig. 4A).

   Unter Durchführung entsprechender    Berechnungsvorgänge, wie dies Fachleuten bekannt ist, können kritische  Fehlstelltiefen für verschiedene Fehlstellenlängen und verschiedene  Fehlstellengeometrien bestimmt werden. Unter Verwendung dieser Information  kann ein Qualitätskontrollprogramm und Inspektionsprogramm (Verfahren,  feststellbare Fehlstellenabmessungen, Häufigkeit) entwickelt werden,  um sicherzustellen, dass Fehlstellen festgestellt und beseitigt werden,  bevor die kritische Fehlstellentiefe erreicht wird, oder bevor die  Nennbelastung einwirkt. Auf der Grundlage veröffentlichter, empirischer  Korrelationen zwischen CVN, K IC  und CTOD-Bruchzähigkeit, ist die  CTOD-Zähigkeit von 0,025 mm im Allgemeinen mit einem CVN-Wert von  etwa 37 J korreliert. Dieses Beispiel soll die Erfindung nicht irgendwie  einschränken. 



   Bei Behältern und anderen Bauteilen, bei denen das Biegen des Stahls  erforderlich ist, beispielsweise in Zylinderform für einen Behälter  oder in eine Rohrform für ein Rohr, wird der Stahl vorzugsweise in  die gewünschte Form bei Umgebungstemperatur gebogen, um zu verhindern,  dass die hervorragende Tieftemperaturzähigkeit des Stahls negativ  beeinflusst wird. Wenn der Stahl erwärmt werden muss, um die gewünschte  Form nach dem Biegen zu erzielen, wird der Stahl vorzugsweise auf  eine Temperatur erwärmt, die nicht höher ist als etwa 600 DEG C (1112  DEG F), um die vorteilhaften Auswirkungen der Stahl-Mikrostruktur  beizubehalten, die voranstehend geschildert wurden. 



   Die einzigartigen Vorteile, die bei derartigen Behältern und anderen  Bauteilen auftreten, sind nachstehend im Einzelnen angegeben.   Anlagen für die landgestützte Verteilung mittels Fahrzeugen von  PLNG  



   In Fig. 3A ist eine Ausführungsform einer Infrastruktur für die landgestützte  Verteilung mit Fahrzeugen von PLNG dargestellt.    PLNG wird in zumindest  einem primären Speicherbehälter 30' gespeichert, und zu gewissen  Zeiten von einem Tanklastkraftfahrzeug 31', Schienenfahrzeug 32,  oder einer Schute 33 an zumindest einen sekundären Speicherbehälter  34 verteilt. Danach wird PLNG von dem Tanklastkraftfahrzeug 31' von  dem sekundären Speicherbehälter 34 an einen Verteilungsort 35 verteilt,  beispielsweise eine Tankstelle. Alternativ wird PLNG direkt von zumindest  einem primären Speicherbehälter 30' an einen Verteilungsort 35 verteilt.  Bei einer Ausführungsform wird PLNG dann über eine Kryopumpe 36 vom  Verteilungsort 35 an verschiedene Fahrzeuge 37 gepumpt, um dort verbraucht  zu werden.

   Bei einer anderen Ausführungsform ist keine Pumpe erforderlich,  infolge des hohen Drucks von PLNG am Verteilungsort 35. Fahrzeuge  37 umfassen beispielsweise, ohne hierdurch die vorliegende Erfindung  einzuschränken, Flugzeuge, Busse, Kraftfahrzeuge, und Züge. Bei einem  weiteren Beispiel, wie dies nunmehr in Fig. 3B dargestellt ist, wird  PLNG von zumindest einem primären Speicherbehälter 30'' von einem  Tanklastkraftfahrzeug 31'' verteilt, mit einem an Bord befindlichen  Verdampfer (in Fig. 3B nicht dargestellt), direkt in eine Pipeline  38 oder eine Energieerzeugungsstation 39. Bei anderen Beispielen  kann PLNG über eines der Systeme verteilt werden, die nachstehend  geschildert sind.   (1) Anlagen zum Verteilen von PLNG, um die  Forderung nach Brennstoff an entfernten Orten zu erfüllen  



   Es werden Anlagen zur Verfügung gestellt, um PLNG zu verteilen, damit  das Erfordernis von Brennstoff an entfernten Orten erfüllt wird.  Bei einer Ausführungsform umfasst, ohne hierdurch die vorliegende  Erfindung einzuschränken, eine Anlage zum Verteilen von PLNG, um  die Anforderung nach Brennstoff an entfernten Orten zu erfüllen,  zumindest ein Tanklastkraftfahrzeug, das zumindest einen Behälter  mit einer Füll- und Ablassleitung und einer Belüftungsleitung gemäss  der    vorliegenden Erfindung aufweist, zumindest einen Behälter  mit einer Füll- und Ablassleitung und einer Belüftungsleitung an  einem entfernten Ort, und zumindest eine Kryopumpe. 



   Bei der einfachsten Ausführung eines derartigen Systems wird das  gewünschte Volumen an flüssigem PLNG-Brennstoff von einer Kryopumpe  in einem Behälter auf einem Tanklastkraftfahrzeug von einem PLNG-Brennstoffspeicherort  über miteinander verbundene Füll- und Ablassleitungen gepumpt, von  denen eine zum Behälter führt, und eine zu dem PLNG-Brennstoffspeicherort,  während dampfförmiger PLNG-Brennstoff von dem Behälter zu dem PLNG-Brennstoffspeicherort  fliesst, über miteinander verbundene Dampfleitungen, um den Druck  zwischen dem Behälter und dem PLNG-Brennstoffspeicherort auszugleichen.  Wenn die Übertragung des PLNG-Brennstoffs beendet ist, transportiert  das Tanklastkraftfahrzeug den PLNG-Brennstoff zu dem entfernten Ort.

    An dem entfernten Ort wird flüssiger PLNG-Brennstoff von dem Behälter  auf dem Tanklastkraftfahrzeug zu einem Speicherbehälter an dem entfernten  Ort übertragen, oder wird alternativ flüssiger PLNG-Brennstoff von  dem Behälter auf dem Tanklastkraftfahrzeug über einen Verdampfer  übertragen, und in dampfförmigen PLNG-Brennstoff umgewandelt, der  wiederum direkt zu einem Endbenutzerort übertragen wird.   (2)  Anlagen zum Verteilen von PLNG, um die Brennstoffanforderungen von  Herstellungsanlagen zu erfüllen  



   Es werden Anlagen gezeigt, um PLNG zu verteilen, um die Brennstoffanforderungen  von Herstellungsanlagen zu erfüllen. Derartige Anlagen entsprechen  Anlagen zum Verteilen von PLNG, um Brennstoffanforderungen an entfernten  Orten zu erfüllen, wobei es sich bei dem entfernten Ort um eine Herstellungsanlage  handelt.   (3) Anlagen für die Verteilung mit "tragbarer Pipeline"  von PLNG  



   Es werden Anlagen für die Verteilung entsprechend einer "tragbaren  Pipeline" von PLNG gezeigt. Solche Anlagen entsprechen Anlagen zum  Verteilen von PLNG, um Brennstoffanforderungen an entfernten Orten  zu erfüllen, wobei es sich bei dem entfernten Ort um eine Gaseinlassverbindung  zu einer Gaspipeline handelt, und der flüssige PLNG-Brennstoff von  dem Behälter in einem Verdampfer verdampft wird, sodass verdampfter  PLNG-Brennstoff direkt in die Gaspipeline fliesst.   (4) Anlagen  zum Verteilen von PLNG für Fahrzeugtankstellen  



   Es werden Anlagen für die Verteilung von PLNG für Fahrzeugtankstellen  gezeigt. Derartige Anlagen entsprechen Anlagen zum Verteilen von  PLNG, um Brennstoffanforderungen an entfernten Orten zu erfüllen,  wobei es sich bei dem entfernten Ort um eine Fahrzeugtankstelle handelt.                                                       



   Behälter und andere Bauteile der voranstehend geschilderten Anlage  für die landgestützte Verteilung mittels Fahrzeugen von PLNG werden  aus jedem geeigneten ultrahochfesten, niedriglegierten Stahl wie  voranstehend geschildert konstruiert, beispielsweise aus einem der  Stähle, die voranstehend unter dem Untertitel "Stahl für die Konstruktion  von Bauteilen und Behältern" geschildert wurden. Den Behältern und  anderen Bauteilen werden Abmessungen entsprechend den Anforderungen  des PLNG-Projekts gegeben, in welchem die Anlage eingesetzt wird.  Ein Fachmann kann im Maschinenbau übliche Vorgehensweisen und in  der Industrie verfügbare Nachschlagewerke einsetzen, um die erforderlichen  Abmessungen, Wanddicken usw. für die Behälter und anderen Bauteile  festzulegen. 



     Die gezeigten Anlagen werden in vorteilhafter Weise zum Aufnehmen  und Verteilen/Transportieren von PLNG eingesetzt. Zusätzlich werden  die Anlagen in vorteilhafter Weise eingesetzt für (i) das Aufnehmen  und Transportieren anderer Tieftemperaturfluide unter Druck, (ii)  das Aufnehmen und Transportieren von Nicht-Tieftemperaturfluiden  unter Druck, oder (iii) das Aufnehmen und Transportieren von Tieftemperaturfluiden  bei Atmosphärendruck. 



   Ein Hauptvorteil der Verteilung von PLNG für den Verbrauch, der durch  die gezeigten Anlagen ermöglicht wird, im Vergleich zur LNG-Verteilung,  ist die erheblich höhere Temperatur von PLNG. Beispielsweise wird  für eine identische mechanische Auslegung des Systems für PLNG im  Vergleich zu LNG, Strahlungswärmelecks um über 10% verringert, Konvektionswärmelecks  um über 30%, und die dominanten Wärmeleitungslecks um mehr als 30%.  Dies führt zu einer Gesamtverbesserung der Kostensituation in Bezug  auf die Produktlieferung, entweder durch verringerte Produktverluste  infolge einer niedrigen Verdampfungsverlustrate, oder durch verringerte  Isolationskosten für eine feste Verdampfungsverlustrate.

   Insbesondere  können bei den höheren Speichertemperaturen von PLNG, statt eine  Vakuumisolierung oder Mehrschichtisolierung einzusetzen, billigere,  alternative Isoliermaterialien eingesetzt werden, beispielsweise  expandierte Schäume, gasgefüllte Pulver und Fasermaterialien. 



   Zwar wurde die voranstehende Erfindung anhand einer oder mehrerer  bevorzugter Ausführungsformen beschrieben, jedoch wird darauf hingewiesen,  dass sich andere Modifikationen vornehmen lassen, ohne vom Umfang  der Erfindung abzuweichen, der in den nachstehenden Patentansprüchen  angegeben ist.  Glossar von Begriffen:  



    <tb><TABLE> Columns = 2  <tb><SEP> Ac 1  Transformationstemperatur:<SEP>  Die Temperatur, bei welcher sich während der Erwärmung Austenit zu  bilden beginnt. <tb><SEP> Ac 3 - Transformationstemperatur:<SEP>  Die Temperatur, bei welcher während der Erwärmung die Transformation  von Ferrit in Austenit beendet ist. <tb><SEP> Ar 1 - Transformationstemperatur:<SEP>  Die Temperatur, bei welcher während der Abkühlung Transformation  von Austenit zu Ferrit oder zu Ferrit + Zementit beendet ist; <tb><SEP>  Ar 3-  Transformationstemperatur:<SEP> Die Temperatur, bei welcher  sich während der Abkühlung Austenit in Ferrit umzubilden beginnt; <tb><SEP>  tiefe Temperaturen:<SEP> Temperaturen, die niedriger sind als etwa  -40 DEG C (-40 DEG F); <tb><SEP> CTOD:<SEP> Spaltspitzenöffnungsverschiebung; <tb><SEP>  CVN:<SEP> Charpy-V-Kerbe;

   <tb><SEP> DBTT (Duktil-Spröd- Übergangstemperatur):<SEP>  Unterteilt die beiden Bruchbereiche in Baustählen; bei Temperaturen  unterhalb der DBTT tritt ein Ausfall durch einen Spaltbruch (Sprödigkeitsbruch)  mit niedriger Energie auf, wogegen bei Temperaturen oberhalb der  DBTT ein Ausfall durch einen duktilen Bruch mit hoher Energie auftritt; <tb><SEP>  im Wesentlichen:<SEP> praktisch 100 Vol.-%; <tb><SEP> Gm<3>:<SEP>  Milliarden Kubikmeter; <tb><SEP> GMAW:<SEP> Gasmetalllichtbogenschweissen <tb><SEP>  Härtungsteilchen:<SEP> eine oder mehrere der Substanzen  epsilon  -Kupfer, Mo 2 C, oder der Karbide oder Karbonitride von Niob und  Vanadium; <tb><SEP> HAZ:<SEP> durch Wärme beeinflusste Zone;

   <tb><SEP>  interkritischer Temperaturbereich:<SEP> von etwa der Ac 1 -Transformationstemperatur  zu etwa Ac 3 -Transformationstemperatur beim Erwärmen, und von etwa  der Ar 3 -Transformationstemperatur zu etwa der Ar 1 -Transformationstemperatur  beim Abkühlen; <tb><SEP> K IC :<SEP> kritischer Spannungsintensitätsfaktor; <tb><SEP>  kJ:<SEP> Kilojoule; <tb><SEP> kPa:<SEP> tausende Pascal; <tb><SEP>  ksi:<SEP> tausende Pfund pro Quadratzoll; <tb><SEP> niedrig legierter  Stahl:<SEP> ein Stahl, der Eisen und weniger als etwa 10 Gew.-% insgesamt  Legierungszusatzstoffe enthält; <tb><SEP> MA:<SEP> Martensit-Austenit; <tb><SEP>  maximale zulässige Fehlstellengrösse:<SEP> kritische Fehlstellenlänge  und Tiefe; <tb><SEP> Mo 2 C:<SEP> eine Form von Molybdänkarbid; <tb><SEP>  MPa:<SEP> Millionen Pascal;

   <tb><SEP> M s -Transformationstemperatur:<SEP>  die Temperatur, bei welcher die Transformation von Austenit in Martensit  bei der Abkühlung beginnt; <tb><SEP> PLNG:<SEP> Flüssigerdgas unter  Druck; <tb><SEP> überwiegend:<SEP> zumindest etwa 50 Vol.-%; <tb><SEP>  ppm:<SEP> Teile pro Million; <tb><SEP> psia:<SEP> Pfund pro Quadratzoll  absolut; <tb><SEP> Abschrecken:<SEP> beschleunigte Abkühlung durch  jede Vorrichtung, bei welcher ein Fluid eingesetzt wird, das wegen  seiner Neigung zur Erhöhung der Abkühlrate des Stahls ausgewählt  wird, im Gegensatz zur Luftkühlung; <tb><SEP> Abschreck-(Abkühl)-Rate:<SEP>  Abkühlrate im Zentrum, oder im Wesentlichen im Zentrum, der Dicke  der Platte;

   <tb><SEP> Abschreckstopptemperatur:<SEP> Die höchste,  oder im Wesentlichen höchste Temperatur, die an der Oberfläche der  Platte erreicht wird, nachdem das Abschrecken beendet wurde, infolge  von Wärme, die aus dem Bereich in der Mitte der Dicke der Platten  übertragen wird; <tb><SEP> QST:<SEP> Abschreckstopptemperatur; <tb><SEP>  Barren:<SEP> ein Stahlstück mit beliebigen Abmessungen; <tb><SEP>  TCF:<SEP> Billionen Kubikfuss; <tb><SEP> Zugfestigkeit:<SEP> bei  der Zugfestigkeitsuntersuchung, das Verhältnis der maximalen Belastung  zur ursprünglichen Querschnittsfläche; <tb><SEP> TIG-Schweissen:<SEP>  Wolfram-Inertgas-Schweissen; <tb><SEP> T nr -Temperatur:<SEP> Temperatur,  unterhalb derer Austenit nicht rekristallisiert; <tb><SEP> USPTO:<SEP>  Patent- und Markenamt der Vereinigten Staaten;

   <tb><SEP> Schweissung:<SEP>  eine geschweisste Verbindung oder Naht, welche umfasst: (i) das Schweissmetall;  (ii) die durch Wärme beeinflusste Zone (HAZ), und (iii) das Basismetall  in der "nahen Umgebung" der HAZ. Der Anteil des Basismetalls, der  als innerhalb der "nahen Umgebung" der HAZ liegend angesehen wird,  und daher als Teil der Schweissung, variiert in Abhängigkeit von  Fachleuten bekannten Faktoren, beispielsweise, ohne Einschränkung,  der Breite der Schweissung, der Grösse des Gegenstandes, der geschweisst  wurde, der Anzahl an Schweissungen, die zur Herstellung des Gegenstandes  erforderlich ist, und der Entfernung zwischen Schweissungen. <tb><SEP>  CNG<SEP> Erdgas unter Druck <tb><SEP> LNG<SEP> Flüssigerdgas  <tb></TABLE>

Claims (9)

1. Behälter (10; 30'; 30''), der zum Einsatz in einem Tanklastkraftfahrzeug geeignet ist, um ein Flüssigerdgas unter Druck zu transportieren, bei einem Druck von 1035 kPa, entsprechend 150 psia bis 7590 kPa, entsprechend 1100 psia und einer Temperatur von -123 DEG C, entsprechend -190 DEG F bis -62 DEG C, entsprechend -80 DEG F, dadurch gekennzeichnet, dass der Behälter durch Verbindung mehrerer diskreter Platten aus Materialien konstruiert ist, die einen ultrahochfesten, niedrig legierten Stahl umfassen, der weniger als 9 Gew.-% Nickel enthält, und eine Zugfestigkeit von mehr als 830 MPa, entsprechend 120 ksi und eine Duktil-Spröd-Übergangstemperatur von weniger als -73 DEG C, entsprechend -100 DEG F, aufweist, wobei Verbindungen zwischen den diskreten Platten eine ausreichende Festigkeit und Zähigkeit bei diesen Druck- und Temperaturbedingungen aufweisen,
um das Flüssigerdgas unter Druck festzuhalten.
2. Behälter (10; 30'; 30'') nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass die Verbindungen eine Festigkeit von zumindest 90% der Zugfestigkeit des ultrahochfesten, niedrig legierten Stahls aufweisen.
3. Behälter (10; 30'; 30'') nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass die Verbindungen eine Duktil-Spröd-Übergangstemperatur von weniger als -73 DEG C, entsprechend -100 DEG F, aufweisen.
4. Verfahren zur Herstellung des Behälters (10; 30'; 30'') nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass die Verbindungen durch Gasmetalllichtbogenschweissen oder Wolframinertgasschweissen ausgebildet werden.
5.
Tanklastkraftfahrzeug zum Transport eines Flüssigerdgases unter Druck, bei einem Druck von 1035 kPa entsprechend 150 psia bis 7590 kPa, entsprechend 1100 psia und einer Temperatur von -123 DEG C, entsprechend -190 DEG F bis -62 DEG C, entsprechend -80 DEG F, dadurch gekennzeichnet, dass das Tanklastkraftfahrzeug zumindest einen Behälter (10'; 30'') nach Anspruch 1 aufweist.
6. Tanklastkraftfahrzeug nach Anspruch 5, welches an Bord eine Verdampfungseinrichtung zur Umwandlung des Flüssigerdgases unter Druck in ein Gas und zum Liefern des Gases an Pipelines oder Benutzereinrichtungen aufweist.
7.
Verfahren zum Transport eines Flüssigerdgases unter Druck von einem Speicherort zu einem Zielort, wobei das Flüssigerdgas unter Druck einen Druck von 1035 kPa, entsprechend 150 psia bis 7590 kPa, entsprechend 1100 psia und eine Temperatur von -123 DEG C, entsprechend -190 DEG F bis -62 DEG C, entsprechend -80 DEG F, aufweist, dadurch gekennzeichnet, dass das Verfahren folgenden Schritt umfasst: a) Transportieren des Flüssigerdgases unter Druck in einem Tanklastkraftfahrzeug, wobei das Tanklastkraftfahrzeug zumindest einen Speicherbehälter (10; 30'; 30'') nach Anspruch 1 aufweist.
8. Verfahren nach Anspruch 7, gekennzeichnet durch folgenden weiteren Schritt: b) Liefern des Flüssigerdgases unter Druck an zumindest einen Endbenutzungsspeicherbehälter an dem Zielort, wobei der Endbenutzungsspeicherbehälter gleich dem Behälter nach Anspruch 1 ist.
9.
Verfahren nach einem der Ansprüche 7 oder 8, dadurch gekennzeichnet, dass das Tanklastkraftfahrzeug eine Verdampfungseinrichtung an Bord aufweist, um das Flüssigerdgas unter Druck in ein Gas umzuwandeln, und das Gas an Pipelines oder Benutzereinrichtungen zu liefern.
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