EP3686309B1 - Système de stockage et/ou de transport pour un gaz liquéfié - Google Patents

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EP3686309B1
EP3686309B1 EP19305077.0A EP19305077A EP3686309B1 EP 3686309 B1 EP3686309 B1 EP 3686309B1 EP 19305077 A EP19305077 A EP 19305077A EP 3686309 B1 EP3686309 B1 EP 3686309B1
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EP
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weight
membrane
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manganese
thermally insulating
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Pierre-Louis Reydet
Marielle ESCOT
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Gaztransport et Technigaz SA
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Publication date
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    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
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    • F17C2270/0105—Ships
    • F17C2270/0107—Wall panels

Definitions

  • the invention relates to the field of storage and transport of liquefied gases, in particular to sealed metal containers suitable for storing, transferring or transporting cold fluids such as liquefied gases.
  • the invention relates in particular to sealed metal membranes for the transport, transfer and storage of liquefied gases made from metal sheets welded together in a sealed manner.
  • Sealed and thermally insulated tanks with sealed metal membranes are used in particular for the storage of liquefied natural gas (LNG), which can be stored at atmospheric pressure at around -162°C.
  • LNG liquefied natural gas
  • These tanks can be installed on land or on a floating structure. In the case of a floating structure, the tank can be intended for the transport of liquefied natural gas or to receive liquefied natural gas used as fuel for the propulsion of the floating structure.
  • An idea underlying the invention is to use, in applications for the storage and transportation of liquefied gases, sheets made of alloys which have a high manganese content, sufficient to replace Nickel as a stabilizer of the austenitic phase at low temperature, and which have other properties satisfactory for these applications.
  • the invention provides a storage and/or transport system for a liquefied gas comprising a container intended to be in contact with the liquefied gas, in which the container consists essentially of metal sheets welded together in a sealed manner.
  • the container consists essentially of metal sheets welded together in a sealed manner.
  • One of, some of or all of the metal sheets are made of an iron-manganese based alloy as defined in claim 1.
  • the invention also relates to a floating structure, a loading or unloading system, a method of loading or unloading a floating structure, and a method of manufacturing a container as defined in the appended claims.
  • Manganese Mn promotes ductility by stabilizing the cold-formable austenitic phase. It therefore promotes twinning hardening without loss of ductility, resulting in a large elongation at break.
  • Chromium Cr guarantees resistance to atmospheric corrosion. In combination with nitrogen, it allows the production of a superficial passivation layer. However, the content must be limited to avoid the formation of an undesirable phase (sigma phase).
  • a small amount of nickel Ni can be used to also stabilize the austenitic phase at low temperatures, for example at -163°C, and thus ensure the absence of phase transition with cooling and work hardening.
  • Nitrogen N plays a role as a stabilizer of the austenitic phase and also as a protection against corrosion.
  • the pitting resistance number (PREN) of the alloy is between 11 and 15.
  • TAKE Cr + 3.3 ⁇ Mo + 16 ⁇ N
  • [X] denotes the mass fraction of chemical element X expressed as a percentage.
  • Carbon C must remain in small quantities given its affinity with chromium which risks producing a precipitation of carbides.
  • the hardening induced by carbon can also prove unfavourable to weldability. However, it promotes mechanical strength, increases the elastic limit Re and the breaking load Rm.
  • Silicon Si results from the elaboration and must be limited to preserve the weldability. However, it plays a stabilizing role.
  • Metallic elements such as rare earths, especially cerium Ce and lanthanum La and yttrium Y, remarkably improve the weldability of the alloy.
  • One such alloy is a high manganese austenitic steel. It is an austenitic alloy at room temperature and at cryogenic temperature (-196°C).
  • Residual elements resulting from the elaboration are understood to mean elements which are present in the raw materials used to develop the alloy or which come from the devices used for its production, and for example refractories from furnaces. These residual elements have no metallurgical effect on the alloy.
  • the residual elements include in particular one or more elements chosen from: carbon (C), aluminum (Al), selenium (Se), sulfur (S), phosphorus (P), oxygen (O), cobalt (Co), copper (Cu), molybdenum (Mo), tin (Sn), niobium (Nb), vanadium (V), titanium (Ti) and lead (Pb).
  • the selenium content is limited according to the ranges mentioned above in order to avoid hot cracking problems which could result from too high a presence of selenium in the alloy.
  • the mass fraction of the chemical element Se is less than 10 ppm, preferably less than 5 ppm, in the iron-manganese based alloy.
  • this alloy exhibits satisfactory thermal expansion, resilience and mechanical strength properties for its use in the applications mentioned above, particularly at cryogenic temperatures, such as for example the transport and storage of cryogenic fluids.
  • the iron-manganese alloy also has a corrosion resistance characterized by a critical corrosion current in H 2 SO 4 medium (2 mol.l -1 ) strictly less than 230 mA/cm 2 and a pitting potential V in NaCl medium (0.02 mol.l -1 ) strictly greater than 40 mV, the pitting potential being determined by reference to a reference potential, the hydrogen electrode (ENH).
  • the iron-manganese alloy thus has a corrosion resistance greater than or equal to that of Invar ® -M93. It should be noted in this context that Invar ® -M93 is a material usually used in the context of the applications mentioned above, in particular at cryogenic temperatures.
  • the iron-manganese alloy also exhibits satisfactory weldability, including good resistance to hot cracking. In particular, as explained below, it exhibits a crack length of less than or equal to 7 mm in a Varestraint test for 3% plastic deformation. Consequently, the iron-manganese alloy exhibits resistance to cracking that is much higher than that observed for previous Fe-Mn alloys.
  • manganese at a content of less than or equal to 32.0% by weight, makes it possible to obtain an average coefficient of thermal expansion of less than 8.5.10-6/°C between -180°C and 0°C. This coefficient of thermal expansion is satisfactory for the use of the alloy in the context of the envisaged applications, and in particular in the context of cryogenic applications.
  • the manganese content greater than or equal to 25.0% by weight combined with a chromium content less than or equal to 14.0% by weight, makes it possible to obtain good dimensional stability of the alloy at room temperature and at cryogenic temperature (-196°C).
  • the Néel temperature of the alloy is then strictly greater than 40°C, and is unlikely to be reached at the usual temperatures of use of the alloy.
  • use of the alloy at temperatures higher than the Néel temperature risks generating significant variations in the expansion of welded parts and assemblies at room temperature.
  • the coefficient of expansion of the high manganese steel described above is of the order of 8.10 -6 /°C at temperatures lower than or equal to the Néel temperature, while it is of the order of 16.10 -6 /°C for temperatures higher than the Néel temperature.
  • Chromium at a content of less than or equal to 14.0% by weight makes it possible to obtain good KCV resilience on a reduced test piece of 3 mm thickness and at cryogenic temperature (-196°C), and in particular a KCV resilience at -196°C greater than or equal to 50 J/cm 2 .
  • the inventors have found that a chromium content strictly greater than 14.0% by weight risks resulting in excessive brittleness of the alloy at cryogenic temperature.
  • chromium makes it possible to obtain good weldability of the alloy.
  • the inventors have found that weldability tends to deteriorate for chromium contents strictly less than 7.0% by weight. Chromium also contributes to improving the corrosion resistance of the alloy.
  • the chromium content is between 8.5% and 11.5% by weight.
  • a chromium content in this range results in an even better compromise between a high Néel temperature and high corrosion resistance.
  • Nickel at a content of less than or equal to 2.5% by weight makes it possible to obtain an average coefficient of thermal expansion between -180°C and 0°C of less than or equal to 8.5.10 -6 °/C.
  • This coefficient of thermal expansion is satisfactory for the use of the alloy in the context of the applications envisaged, and in particular the cryogenic applications mentioned above.
  • the inventors have found that the coefficient of thermal expansion risks degrading for nickel contents strictly greater than 2.5% by weight.
  • the nickel content is between 0.5% and 2.5% by weight.
  • a nickel content greater than or equal to 0.5% by weight makes it possible to further improve the resilience of the alloy at cryogenic temperature (-196°C).
  • Nitrogen at contents greater than or equal to 0.05% by weight, helps to improve corrosion resistance. However, its content is limited to 0.30% by weight in order to maintain satisfactory weldability and resilience at cryogenic temperature (-196°C).
  • the nitrogen content is between 0.15% and 0.25% by weight.
  • a nitrogen content within this range makes it possible to obtain an even better compromise between mechanical properties and corrosion resistance.
  • Silicon present in the alloy at a content of between 0.1% and 0.5% by weight, acts as a deoxidizer in the alloy.
  • the alloy optionally comprises rare earths at a content of between 0.010% and 0.14% by weight.
  • the rare earths are preferably chosen from yttrium (Y), cerium (Ce), lanthanum (La), praseodymium (Pr), neodymium (Nd), samarium (Sm) and ytterbium (Yb) or mixtures of one or more of these elements.
  • rare earths include a mixture of cerium and lanthanum or yttrium, used alone or mixed with cerium and lanthanum.
  • rare earths consist of lanthanum and/or yttrium, the sum of the lanthanum and yttrium contents being between 0.010% and 0.14% by weight.
  • the rare earths consist of cerium, with the cerium content ranging from 0.010% to 0.14% by weight.
  • the cumulative mass fraction of the metallic element(s) chosen from Ce and La is between 100 ppm and 200 ppm in the iron-manganese based alloy.
  • the rare earths consist of a mixture of lanthanum, yttrium, neodymium and praseodymium, the sum of the contents of lanthanum, yttrium, neodymium and praseodymium being between 0.010% and 0.14% by weight.
  • the rare earths are added, for example, in the form of Mischmetal at a content of between 0.010% and 0.14% by weight.
  • the Mischmetal contains lanthanum, yttrium, neodymium and praseodymium in the following proportions: Ce: 50%, La: 25%, Nd: 20% and Pr: 5%.
  • rare earths and more particularly of a mixture of cerium and lanthanum or yttrium, at the contents indicated above, makes it possible to obtain an alloy with very good resistance to hot cracking and, consequently, even better weldability.
  • the rare earth content is between 150 ppm and 800 ppm.
  • the preparation of the iron-manganese alloy may involve the steps which will now be described
  • the iron-manganese alloy is produced in a vacuum furnace from low-residue raw materials.
  • hot or cold strips are then produced from the alloy thus produced.
  • the following process is used to manufacture such hot or cold strips.
  • the alloy is cast in the form of semi-finished products such as ingots, remelting electrodes, slabs, in particular thin slabs with a thickness of less than 200 mm, in particular obtained by continuous casting, or billets.
  • the alloy When the alloy is cast in the form of a remelting electrode, it is advantageously remelted under vacuum or under electro-conductive slag in order to obtain better purity and more homogeneous semi-finished products.
  • the semi-finished product thus obtained is then hot rolled at a temperature between 950°C and 1220°C to obtain a hot strip.
  • the thickness of the hot strip is notably between 2 mm and 6.5 mm.
  • the hot rolling is preceded by a chemical homogenization heat treatment at a temperature between 950°C and 1220°C for a duration between 30 minutes and 24 hours.
  • the chemical homogenization process is notably carried out on the slab, in particular the thin slab.
  • the hot strip is cooled to room temperature to form a chilled strip and then wound into coils.
  • the cooled strip is then cold rolled to obtain a cold strip having a final thickness advantageously between 0.5 mm and 2 mm.
  • Cold rolling is carried out in one pass or in several successive passes.
  • the cold strip is optionally subjected to a recrystallization heat treatment in a static furnace for a period ranging from 10 minutes to several hours and at a temperature above 700°C.
  • a recrystallization heat treatment in a continuous annealing furnace for a period ranging from a few seconds to approximately 1 minute, at a temperature above 900°C in the holding zone of the furnace, and under a protected atmosphere of type N 2 /H 2 (30%/70%) with a frost temperature between -50°C and -15°C.
  • the frost temperature defines the partial pressure of water vapor contained in the heat treatment atmosphere.
  • a recrystallization heat treatment can be carried out, under the same conditions, during cold rolling, at an intermediate thickness between the initial thickness (corresponding to the thickness of the hot strip) and the final thickness.
  • the intermediate thickness is for example chosen to be equal to 1.5 mm when the final thickness of the cold strip is 0.7 mm.
  • the strip has a thickness less than or equal to 6.5 mm, and preferably less than or equal to 3 mm.
  • Such a strip is for example a cold strip manufactured by the process described above or a hot strip obtained at the end of the hot rolling step of the process described above.
  • Cold rolling can be performed in one or more steps, each of which may optionally be followed by a recrystallization anneal to adjust the microstructure grain size. Recrystallization anneals during cold rolling steps allow the elastic limit to be adjusted and weldability to be improved.
  • Alloys A, B, C and D are prepared by varying the content of certain constituents as shown in Table 1.
  • Table 2 shows the physical properties measured for these alloys.
  • the phase after cooling is determined by microstructural analysis.
  • ⁇ denotes the austenitic phase and ⁇ denotes the martensitic phase.
  • the ultimate load at -163°C Rm, the yield strength at -163°C Rp 0.2 and the ultimate elongation at -163°CA are determined by tensile tests.
  • the impact toughness is measured using a Charpy test specimen.
  • alloys C and D have very advantageous properties for a cryogenic liquid containment application such as a liquefied gas.
  • the initial sheet obtained with 3.5 mm thickness is cold rolled to 1 mm.
  • a 10 min recrystallization treatment at 850 ° C allows to obtain a very fine grain size. small (4 ⁇ m) and a very high elastic limit, around 500MPa. A flow plateau occurs which may cause shape repeatability defects during membrane forming.
  • the recrystallization annealing parameters are investigated to modulate the grain size.
  • the corresponding grain sizes G are listed in Table 4, measured according to ASTM E112-10.
  • homogeneous welds were produced by butt welding together two coupons taken from a strip made of the iron-manganese alloy according to example 16 of table 6. Heterogeneous welds were also produced by butt welding a coupon taken from a strip made of the alloy according to example 16 of table 6 to a coupon taken from a strip made of Invar@ M93 or to a coupon taken from a strip made of 304L stainless steel.
  • homogeneous welds were produced by butt welding together two coupons taken from strips made of Invar@ M93 and heterogeneous welds by butt welding together a coupon taken from a strip made of Invar@ M93 and a coupon taken from a strip made of 304L stainless steel.
  • the inventors have made laboratory castings of alloys having compositions as defined above, as well as comparative alloys having compositions different from the composition described above.
  • Hot crack resistance is an important aspect of the weldability of an alloy, the weldability being better the higher the crack resistance.
  • the inventors also carried out resilience tests at -196°C on a reduced specimen (thickness - 3.5 mm) and measured the impact breaking energy of the strip (denoted KCV), in accordance with standard NF EN ISO 148-1. The breaking energy is expressed in J/cm 2 . It reflects the resilience of the strip. The results of these tests are summarized in the column entitled "KCV at -196°C" in Table 1 below.
  • the average coefficient of thermal expansion is determined by measuring the length variation in micrometers between -180°C and 0°C of a 50 mm long test piece at 0°C.
  • the average coefficient of thermal expansion is then obtained by applying the following formula: 1 L 0 ⁇ L 0 ⁇ L 1 T 0 ⁇ T 1 where L 0 -L 1 represents the length variation in micrometers between 0°C and -180°C, L 0 represents the length of the specimen at 0°C, T 0 is equal to 0°C and T 1 is equal to -180°C.
  • the Néel temperature is determined by measuring L(T), where L is the length of the sample at temperature T, and then calculating the slope dL/dT.
  • the Néel temperature is the temperature at which the slope of this curve changes.
  • mini means N ⁇ 0.03% by weight. At these levels, nitrogen is considered a residual element.
  • mini means that the alloy includes at most traces of these elements, preferably a content of each of these elements less than or equal to 1 ppm.
  • Tests numbered 6, 8, 10, 12, 15 to 17, 19 and 20 are in accordance with the invention.
  • these strips have a corrosion resistance greater than or equal to that of invar M93, an average coefficient of thermal expansion CTE between -180°C and 0°C less than or equal to 8.5.10 -6 /°C, a Néel temperature greater than or equal to 40°C, a KCV resilience at -196°C greater than or equal to 80 J/cm 2 and an elastic limit Rp 0.2 at -196°C greater than or equal to 700 MPa.
  • the strips made from the iron-manganese alloy therefore have satisfactory thermal expansion, resilience and mechanical resistance properties for their use for applications where high dimensional stability under temperature variations is required, particularly at cryogenic temperatures.
  • the alloys according to tests numbered 1 to 5 have a chromium content strictly less than 7.0% by weight. It is noted that the corresponding strips have poor resistance to hot cracking, and therefore unsatisfactory weldability. Furthermore, tests 1 and 3 show that this poor resistance to hot cracking is not compensated by the addition of carbon, even at relatively high contents.
  • the alloy according to test 11 has a chromium content strictly greater than 14.0% by weight. It is observed that the corresponding strips have significant brittleness at cryogenic temperature, resulting in a KCV resilience strictly less than 50 J/cm 2 . It is also observed that this alloy has a Néel temperature strictly less than 40°C.
  • the alloy according to test number 13 has a nickel content strictly greater than 2.5% by weight. It is observed that the corresponding strips have an average coefficient of thermal expansion CTE between -180°C and 0°C strictly greater than 8.5.10 -6 /°C.
  • the strips corresponding to tests 14, 17, 19 and 20 which comprise rare earths in proportions of between 0.010% and 0.14% by weight, have excellent resistance to hot cracking, with crack lengths of less than 2 mm.
  • the strips corresponding to tests 18 and 21 have a rare earth content strictly greater than 0.14% by weight, and it is observed that these strips have degraded weldability.
  • the iron-manganese based alloy can be advantageously used in any application in which good dimensional stability, associated with good corrosion resistance and good weldability are desired, in particular in the cryogenic field or in the electronics field.
  • the alloys selected above can be advantageously used for the manufacture of welded assemblies intended for cryogenic applications, and in particular tanks or tubes for transporting or storing liquefied gases.
  • the Fe-Mn alloys selected above are particularly suitable for applications in the storage and transport of liquefied gases, in particular for producing relatively thin containment systems also called membranes, for example in thicknesses less than or equal to 3mm, preferably less than or equal to 2mm, or even less than or equal to 1mm.
  • the storage and/or transport system is implemented in the form of a sealed and thermally insulating tank and further comprises a supporting structure and a thermally insulating barrier arranged between the supporting structure and the container.
  • the container is essentially implemented in the form of a metal membrane retained on an inner surface of the thermally insulating barrier.
  • the metal sheets forming the metal membrane are corrugated and comprise at least one series of parallel corrugations to promote elastic elongation of the membrane in at least one direction.
  • Such corrugations may be protruding on an interior or exterior surface of the metal membrane.
  • a first series of parallel corrugations extends in a first direction and a second series of parallel corrugations extends in a second direction intersecting, preferably orthogonal, to the first direction.
  • the corrugations of the two series may have intersections or, on the contrary, may not have intersections.
  • the corrugations of the metal membrane can in particular be produced in the metal sheets by folding or by stamping.
  • a folding process it is in particular possible to produce a corrugation extending from one edge to the other of the metal sheet without significant stretching of the metal sheet, which preserves its mechanical resistance to fatigue.
  • these corrugations can be arranged in alignment with each other to form, on an inner or outer surface of the metal membrane, a continuous channel extending over all or part of the tank wall. Such a continuous channel can be used to circulate a neutral gas in the tank wall.
  • stamping process it is in particular possible to produce a shorter corrugation, not extending from one edge of the metal sheet to the other, which limits or avoids the formation of long channels.
  • the corrugated metal sheets are made of the iron-manganese based alloy and have a grain size measured according to ASTM E112-10 of between 6 and 8. This standardized size which designates relatively large grains and influences the elastic limit.
  • the corrugated metal sheets made of the iron-manganese based alloy thus have an elastic limit Rp 0.2 at 20°C of less than 350 MPa, preferably of between 300 and 350 MPa. Such an elastic limit promotes the formability of the alloy.
  • the sealed and thermally insulating tank has at least one flat wall and the metal membrane of the flat wall is produced in the form of a membrane stretched in a longitudinal direction of the flat wall, the metal sheets which form the metal membrane being produced in the form of strips extending in the longitudinal direction and of which a central portion is flat to rest on the inner surface of the thermally insulating barrier.
  • the metal sheets produced in the form of strips may have raised longitudinal edges which project towards the inside of the tank relative to the flat central portion and which are welded two by two to form expansion bellows promoting elastic elongation of the metal membrane in a transverse direction perpendicular to the longitudinal direction.
  • the metal membrane of the flat wall further comprises a welding support arranged longitudinally between two strips of the stretched membrane, the welding support being linked to the thermally insulating barrier to retain the stretched membrane on the thermally insulating barrier, a raised edge of each of said two strips being welded to the welding support to form a said expansion bellows.
  • the two strips and the weld support are made of the iron-manganese based alloy.
  • the weld support can also be made of another metal, for example stainless steel or InvarO.
  • the metal sheets made in the form of strips are made of the iron-manganese alloy and have a grain size measured according to ASTM E112-10 of between 8.5 and 12.
  • This standardized size which designates relatively fine grains, influences the elastic limit.
  • the metal sheets made in the form of strips are made of the iron-manganese alloy and have an elastic limit Rp 0.2 at 20°C greater than 350 MPa, preferably of between 350 and 450 MPa.
  • the elastic limit at -163°C is preferably of between 750 and 950 MPa.
  • Such a sealed and thermally insulating tank can be made in different ways, for example with a single sealed barrier or several successive sealed barriers.
  • the iron-manganese alloy can be used in the secondary membrane and/or in the primary membrane.
  • a secondary membrane designates a sealed membrane arranged around a primary membrane and intended to contain the liquefied gas in the event of a fault or rupture of the primary membrane.
  • the container is a secondary membrane and the thermally insulating barrier is a secondary insulating barrier
  • the sealed and thermally insulating tank further comprising a primary insulating barrier resting on the secondary membrane and a primary membrane retained on the primary insulating barrier, preferably a corrugated primary membrane made of stainless steel, for example 304L stainless steel.
  • the container is a primary membrane and the thermally insulating barrier is a primary insulating barrier
  • the sealed and thermally insulating tank further comprising a secondary membrane arranged between the primary insulating barrier and the supporting structure and retained on a secondary insulating barrier arranged between the secondary membrane and the supporting structure.
  • Such a sealed and thermally insulating tank may be part of a land-based storage facility, for example for storing LNG, or may be installed in a floating, coastal or deep-water structure, including a LNG carrier, a floating storage and regasification unit (FSRU), a floating production and remote storage unit (FPSO) and the like.
  • a tank may have different geometries, for example prismatic, cylindrical, spherical or other.
  • the invention also provides a floating structure comprising a double hull and the aforementioned storage and/or transport system can be integrated into the double hull.
  • An internal hull of the floating structure then forms the supporting structure.
  • the floating structure is made in the form of a liquefied gas transport vessel, in particular an LNG carrier.
  • the storage and/or transport system for a liquefied gas constitutes a fuel tank for the propulsion of the floating structure.
  • the invention also provides a loading or unloading system, comprising a aforementioned floating structure, insulated pipes arranged so as to connect the sealed and thermally insulating tank installed in the hull to a floating or land-based storage facility and a pump capable of driving a flow of liquefied gas through the insulated pipes from or to the floating or land-based storage facility to or from the sealed and thermally insulating tank.
  • the invention also provides a method for loading or unloading a floating structure mentioned above, in which a flow of liquefied gas is conveyed through insulated pipes from or to a floating or land-based storage facility to or from the sealed and thermally insulating tank.
  • the storage and/or transport system for a liquefied gas is implemented in the form of a terrestrial storage system.
  • the container can also be implemented in the form of a self-supporting tank or in the form of a pipeline.
  • a self-supporting tank can have different geometries, for example prismatic, cylindrical, spherical or other.
  • Liquefied gas is a substance that is in the vapor state under normal temperature and pressure conditions and has been cooled to a liquid phase.
  • Examples of liquefied gases that can be stored in such a system are LNG, LPG, ethylene, etc.
  • FIG. 1 is a schematic perspective view cut away of the watertight and insulating walls of a prismatic tank, at an angle between a bottom wall and a transverse wall.
  • the supporting structure of the tank is here constituted by the internal hull of a double-hulled ship, the bottom wall of which is shown at number 1, and by transverse bulkheads 2, which define compartments in the internal hull of the ship.
  • a corresponding wall of the tank is produced by superimposing, successively, a secondary insulation layer 3, a secondary watertight membrane 4, a primary insulation layer 5 and a primary watertight membrane 6.
  • the secondary waterproof membranes 4 of the two walls and the primary waterproof membranes 6 of the two walls are connected by a connecting ring 15 in the form of a square-section beam which makes it possible to take up the tension forces of the waterproof membranes resulting from thermal contraction, deformation of the hull at sea and movements of the cargo.
  • a possible structure of the connecting ring 15 is described in more detail in FR-A-2549575 .
  • the secondary 4 and primary 6 waterproof membranes are here tensioned membranes. Each of them consists of a series of parallel strakes with raised edges 8, which are arranged alternately with elongated welding supports 9.
  • the welding supports 9 are each retained to the underlying insulation layer, for example by being housed in grooves 7 provided in the cover plates of boxes filled with insulating material. This alternating structure is carried out over the entire surface of the walls, which can involve very long lengths. Over these long lengths, the watertight welds between the raised edges of the strakes and the weld supports inserted between them can be produced in the form of straight weld beads parallel to the wall.
  • the aforementioned Fe-Mn alloys can be used to produce the strakes 8 at a lower cost than invar® .
  • the thickness of the strakes 8 is for example between 0.5 and 1.5 mm, preferably approximately 0.7 mm.
  • the aforementioned Fe-Mn alloys can also be used to produce the weld supports 9 at a lower cost than invar® .
  • the thickness of the weld supports 9 is for example between 0.5 and 1.5 mm.
  • the aforementioned Fe-Mn alloys can also be used to produce the connecting ring 15 at a lower cost than invar® .
  • the thickness of the sheets forming the connecting ring 15 is for example between 0.5 and 1.5 mm.
  • the strakes 8 made of Fe-Mn alloy can also be welded to a connecting ring 15 made of invar® , given the good weldability of the two metals.
  • the welds of the parallel strakes with raised edges 8 arranged alternately with the elongated welding supports 9 can be carried out by means of an automatic induction welding machine. Further details on the production of these welds can be found in the publication WO-A-2012072906 .
  • the secondary membrane 4 remains a stretched membrane similar to the figure 1 while the primary membrane 6 is here a corrugated membrane formed of rectangular sheets 21 welded to the lap at overlapping zones 20.
  • the rectangular sheets carry two series of equidistant corrugations 22 and 23 extending in two orthogonal directions, parallel to the edges of the rectangular sheets.
  • the corrugations 22 and 23 have intersections 24.
  • the aforementioned Fe-Mn alloys can be used to produce all or part of the secondary membrane 4 as indicated above.
  • the rectangular sheets 21 of the primary membrane 6 are made of 304L stainless steel.
  • the aforementioned Fe-Mn alloys can also be used to produce the rectangular sheets 21.
  • the thickness of the sheets 21 is, for example, between 0.5 and 1.5 mm, preferably about 1.2 mm.
  • the corrugations 22 and 23 can be formed by folding.
  • stainless steel can be used to produce parts to which the primary membrane 6 made of Fe-Mn alloy is locally welded, in particular anchoring strips 28 fixed to the primary thermally insulating barrier 5, omitted on the figure 2 but represented on the figure 3 .
  • a tensioned membrane and a corrugated membrane function differently and require different mechanical properties.
  • thermal contraction has the effect of creating a high static tensile stress in the longitudinal direction.
  • substantially no displacement of the sheets can take place in the longitudinal direction. It is therefore desirable that the elastic limit of the strakes 8 be very high.
  • a relatively small grain size is preferred, for example G between 8 and 12.5.
  • the primary membrane 6 here remains a corrugated membrane formed of rectangular sheets 21 whose corrugations protrude towards the inside of the tank.
  • the secondary membrane 34 is another corrugated metal membrane, also formed of rectangular sheets welded in a lap at overlapping areas. Its corrugations 35 project towards the outside of the tank and are housed in grooves provided on the inner surface of the secondary insulation barrier 3. Rods 36 fixed on the inner surface of the secondary insulation barrier 3 pass through the secondary membrane 34 and serve to fix insulating panels forming the primary insulation barrier 5.
  • the aforementioned Fe-Mn alloys can be used to produce all or part of the secondary membrane 34 and/or the corrugated primary membrane 6.
  • Welding of corrugated rectangular sheets may be carried out by means of an automated machine having a movable welding torch, for example as described in EP-A-0611217 .
  • Corrugated membranes 6 and 34 of the figures 2 And 3 have continuous corrugations extending from one edge of the sheet metal plates to the other. Corrugations can be achieved with other geometries.
  • the sealed membranes form two sealed containers nested one inside the other and intended to confine the liquefied gas, namely a primary container essentially consisting of the primary membrane and a secondary container essentially consisting of the secondary membrane.
  • Certain parts of the primary container and/or the secondary container may however be made of other parts, possibly thicker than the sheets forming the membrane itself. These other parts are for example located at the edges between two walls of the tank, according to the known technique, for example in the form of corner pieces to which the membranes of the two walls adjacent to the edge are connected, as in the case of the aforementioned square-section beam.
  • the figure 4 represents a metal membrane 40, which can be made of the aforementioned Fe-Mn alloys, formed of rectangular sheets welded in a lap at overlapping zones 41 and which comprises stamped corrugations 42 and 43.
  • the stamped corrugations 42 and 43 are interrupted at a distance from each other and therefore do not have any intersections.
  • the metal membrane 40 can be used as a single membrane and/or primary membrane and/or secondary membrane.
  • a self-supporting tank 50 that can be made of the aforementioned Fe-Mn alloys is partially shown in cross section.
  • the self-supporting tank 50 is formed of thicker sheets welded together, for example with a thickness of 5 to 20 mm, and which form a sealed envelope 51, for example of polyhedral shape, as well as stiffeners, namely transverse stiffeners 52 and longitudinal stiffeners 53.
  • the self-supporting tank 50 is embedded in the hull 55 of a ship. It is supported on the bottom wall of the hull 55 by supports 54. Thermal insulation, not shown, is preferably inserted in the space 56 between the self-supporting tank 50 and the hull 55.
  • the self-supporting tank 50 which is illustrated here in section, can have a prismatic three-dimensional geometry.
  • the tanks described above can be used in different types of storage facilities such as land-based installations or in a floating structure such as a LNG carrier or other.
  • a cutaway view of a LNG carrier 70 shows a generally prismatic sealed and insulating tank 71 mounted in the double hull 72 of the ship.
  • the wall of the tank 71 comprises a primary sealed barrier intended to be in contact with the LNG contained in the tank, a secondary watertight barrier arranged between the primary watertight barrier and the double hull 72 of the ship, and two insulating barriers arranged respectively between the primary watertight barrier and the secondary watertight barrier and between the secondary watertight barrier and the double hull 72.
  • loading/unloading pipelines 73 arranged on the upper deck of the ship can be connected, by means of appropriate connectors, to a maritime or port terminal to transfer a cargo of LNG from or to the tank 71.
  • FIG 6 represents an example of a marine terminal comprising a loading and unloading station 75, a subsea pipeline 76 and a land-based installation 77.
  • the loading and unloading station 75 is a fixed offshore installation comprising a mobile arm 74 and a tower 78 which supports the mobile arm 74.
  • the mobile arm 74 carries a bundle of insulated flexible pipes 79 which can be connected to the loading/unloading pipelines 73.
  • the orientable mobile arm 74 adapts to all sizes of LNG carriers.
  • a connecting pipe, not shown, extends inside the tower 78.
  • the loading and unloading station 75 allows the loading and unloading of the LNG carrier 70 from or to the onshore installation 77.
  • the latter comprises liquefied gas storage tanks 80 and connecting pipes 81 connected by the subsea pipe 76 to the loading or unloading station 75.
  • the subsea pipe 76 allows the transfer of the liquefied gas between the loading or unloading station 75 and the onshore installation 77 over a long distance, for example 5 km, which makes it possible to keep the LNG carrier 70 at a great distance from the coast during the loading and unloading operations.
  • pumps on board the ship 70 and/or pumps equipping the onshore installation 77 and/or pumps equipping the loading and unloading station 75 are used.

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Description

    Domaine technique
  • L'invention se rapporte au domaine du stockage et du transport des gaz liquéfiés, en particulier à des contenants métalliques étanches convenant pour stocker, transférer ou transporter des fluides froids tels que les gaz liquéfiés.
  • L'invention concerne notamment des membranes métalliques étanches pour le transport, le transfert et le stockage des gaz liquéfiés fabriquées à partir de tôles métalliques soudées ensemble de manière étanche.
    • Arrière-plan technologique
  • Des cuves étanches et thermiquement isolantes à membranes métalliques étanches sont notamment employées pour le stockage de gaz naturel liquéfié (GNL), pouvant être stocké à pression atmosphérique à environ -162°C. Ces cuves peuvent être installées à terre ou sur un ouvrage flottant. Dans le cas d'un ouvrage flottant, la cuve peut être destinée au transport de gaz naturel liquéfié ou à recevoir du gaz naturel liquéfié servant de carburant pour la propulsion de l'ouvrage flottant.
  • Afin de limiter les contraintes d'origine thermique dans une telle membrane métallique étanche, il est courant d'utiliser des alliages à forte teneur en Nickel connus sous le nom InvarO et qui présentent un coefficient de dilatation thermique remarquablement faible. Toutefois, la proportion élevée de Nickel rend ces alliages relativement coûteux. De plus, la soudabilité de ces alliages sur d'autres métaux ne donne pas toujours satisfaction, notamment en termes de tenue mécanique des soudures hétérogènes.
  • On connaît des alliages à base de fer comprenant également du carbone et du manganèse dédiés aux applications cryogéniques commercialisés par la société coréenne Posco. Ces aciers comprennent, en poids :
    • 0,35% ≤ C ≤ 0,55%
    • 22,0% ≤ Mn ≤ 26,0%
    • 3.0% ≤ Cr ≤ 4,0%
    • 0 ≤ Si ≤ 0,3%
    • le reste étant du fer et des éléments résiduels résultant de l'élaboration.
  • Cependant, ces alliages ne donnent pas entière satisfaction.
  • En effet, même s'ils sont satisfaisants d'un point de vue de leur coefficient de dilatation thermique et de leur résilience à température ambiante et à température cryogénique (- 196°C), les inventeurs de la présente invention ont constaté qu'ils présentaient une sensibilité à la fissuration à chaud plus élevée que les alliages actuels InvarO et acier inoxydable 304L.
  • Par ailleurs, les inventeurs de la présente invention ont également observé que ces aciers présentaient une sensibilité à la corrosion élevée. Or, une bonne résistance à la corrosion est importante pour les applications mentionnées ci-dessus, en particulier dans le cas de bandes minces, notamment afin de limiter les risques de rupture en fatigue ou de rupture sous contrainte des pièces et structures fabriquées à partir de ces alliages.
  • Une bonne résistance à la corrosion est particulièrement importante dans le cadre des pièces et assemblages prévus pour le stockage et le transport de gaz liquéfiés. En effet, ces pièces et assemblages peuvent être soumis à une corrosion atmosphérique relativement importante dans la mesure où les chantiers de construction des navires de transport de gaz liquéfiés intégrant de telles pièces et assemblages, ainsi que les sites de montage des tubes de transport de gaz liquéfiés sont généralement situés en bord de mer. Or, une corrosion sur une profondeur supérieure à une profondeur critique augmente le risque de rupture en fatigue, liée notamment aux refroidissements et réchauffages cycliques, ou de rupture sous contrainte des pièces et structures fabriquées à partir de ces alliages. Ces alliages ne sont donc pas entièrement satisfaisants pour les applications mentionnées ci-dessus. WO2019/012236 A1 décrit un système de stockage et/ou de transport pour un gaz liquéfié.
    • Résumé
  • Une idée à la base de l'invention est d'employer, dans des applications de stockage et de transport des gaz liquéfiés, des tôles faites d'alliages qui présentent une haute teneur en manganèse, suffisante pour remplacer le Nickel en tant que stabilisateur de la phase austénitique à basse température, et qui présentent d'autres propriétés satisfaisantes pour ces applications.
  • Une autre idée à la base de l'invention est de satisfaire des exigences cumulées relatives à :
    • la faible contraction thermique lors du refroidissement depuis la température ambiante
    • la stabilité de la phase austénitique en service, pour conserver la ductilité à basse température,
    • la résistance à la corrosion,
    • la soudabilité, y compris en soudure hétérogène avec les aciers au carbone et aciers inoxydables,
    • la tenue mécanique des soudures et donc l'absence de fissuration à chaud,
    • la résilience à froid,
    • la tenue mécanique en fatigue et en cyclage thermique.
  • Pour cela, l'invention fournit un système de stockage et/ou de transport pour un gaz liquéfié comportant un contenant destiné à être en contact avec le gaz liquéfié, dans lequel le contenant est essentiellement constitué de tôles métalliques soudées ensemble de manière étanche. Une des, certaines des ou toutes les tôles métalliques sont en un alliage à base de fer-manganèse tel que défini dans la revendication 1.
  • L'invention concerne également un ouvrage flottant, un système de chargement ou déchargement, un procédé de chargement ou de déchargement d'un ouvrage flottant, et un procédé de fabrication d'un contenant tels que définis dans les revendications annexées.
  • Selon des modes de réalisation particuliers, l'alliage comprend une ou plusieurs des caractéristiques suivantes, prise(s) isolément ou suivant toute(s) combinaison(s) techniquement possible(s) :
    • La teneur en chrome est comprise entre 8,5% et 11,5% en poids.
    • La teneur en nickel est comprise entre 0,5% et 2,5% en poids.
    • La teneur en azote comprise entre 0,15% et 0,25% en poids.
    • Les terres rares comprennent un ou plusieurs éléments choisis parmi : le lanthane, le cérium, l'yttrium, le praséodyme, le néodyme, le samarium et l'ytterbium .
    • L'alliage fer-manganèse tel que décrit ci-dessus présente un coefficient moyen de dilatation thermique CTE entre -180°C et 0°C inférieur ou égal à 8,5.10-6/°C.
    • L'alliage à base de fer-manganèse tel que décrit ci-dessus présente une température de Néel TNéel supérieure ou égale à 40°C.
    • L'alliage à base de fer-manganèse tel que décrit ci-dessus présente, lorsqu'il est élaboré en bande mince d'épaisseur inférieure ou égale à 3 mm, l'une au moins parmi les caractéristiques suivantes :
      • une résilience KCV sur éprouvette réduite de 3 mm d'épaisseur et à température cryogénique (-196°C) supérieure ou égale à 80 J/cm2, et par exemple supérieure ou égale à 100 J/cm2
      • une limite d'élasticité Rp0,2 à -196°C supérieure ou égale à 700 MPa ;
      • une limite d'élasticité Rp0,2 à température ambiante (20°C) supérieure ou égale à 300 MPa.
      • L'alliage à base de fer-manganèse tel que décrit ci-dessus est austénitique à température cryogénique et à température ambiante.
  • Dans ces alliages, la fonction des différents éléments chimiques peut être schématisée comme suit.
  • Le manganèse Mn favorise la ductilité en stabilisant la phase austénitique déformable à froid. Il favorise donc le durcissement par maclage sans perte de ductilité, ce qui se traduit par un grand allongement à la rupture.
  • Le Chrome Cr garantie la tenue à la corrosion atmosphérique. En combinaison avec l'azote, il permet l'obtention d'une couche de passivation superficielle. La teneur doit cependant être limitée pour éviter la formation d'une phase indésirable (phase sigma).
  • Optionnellement, une petite quantité de nickel Ni peut être utilisée pour aussi stabiliser la phase austénitique à basse température, par exemple à - 163°C, et assurer ainsi l'absence de transition de phase avec le refroidissement et l'écrouissage.
  • L'azote N joue un rôle de stabilisateur de la phase austénitique et aussi de protection contre la corrosion. De préférence, l'indice de résistance à la piqûration ou PREN (pour pitting resistance number) de l'alliage est compris entre 11 et 15. On rappelle la définition de cet indice : PREN = Cr + 3,3 ∗ Mo + 16 ∗ N
    Figure imgb0001
     où [X] désigne la fraction massique de l'élément chimique X exprimée en pourcentage.
  • La carbone C doit rester en petites quantités compte tenu de son affinité avec le chrome qui risque de produire une précipitation de carbures. Le durcissement induit par le carbone peut aussi s'avérer défavorable à la soudabilité. Il favorise cependant la tenue mécanique, augmente la limite élastique Re et la charge à la rupture Rm.
  • Le silicium Si résulte de l'élaboration et doit être limité pour préserver la soudabilité. Il joue cependant un rôle stabilisateur.
  • Les éléments métalliques tels que les terres rares, en particulier le cérium Ce et le lanthane La et l'yttrium Y, améliorent de manière remarquable la soudabilité de l'alliage.
  • Un tel alliage est un acier austénitique à haut manganèse. Il s'agit d'un alliage austénitique à température ambiante et à température cryogénique (-196°C).
  • Par éléments résiduels résultant de l'élaboration, on entend des éléments qui sont présents dans les matières premières utilisées pour élaborer l'alliage ou qui proviennent des appareils utilisés pour son élaboration, et par exemple des réfractaires des fours. Ces éléments résiduels n'ont pas d'effet métallurgique sur l'alliage.
  • Les éléments résiduels comprennent notamment un ou plusieurs éléments choisis parmi : le carbone (C), l'aluminium (Al), le sélénium (Se), le soufre (S), le phosphore (P), l'oxygène (O), le cobalt (Co), le cuivre (Cu), le molybdène (Mo), l'étain (Sn), le niobium (Nb), le vanadium (V), le titane (Ti) et le plomb (Pb).
  • Pour chacun des éléments résiduels listés ci-dessus, les teneurs maximales sont, de préférence, choisies de la manière suivante, en poids :
    • C ≤ 0,05% en poids, et de préférence C ≤ 0,035% en poids,
    • Al ≤ 0,02% en poids, et de préférence Al ≤ 0,005% en poids,
    • Se ≤ 0,02% en poids, et de préférence Se ≤ 0,01% en poids, encore plus avantageusement Se ≤ 0,005% en poids,
    • S ≤ 0,005% en poids, et de préférence S ≤ 0,001 % en poids
    • P ≤ 0,04% en poids, et de préférence P ≤ 0,02% en poids
    • O ≤ 0,005% en poids, et de préférence O ≤ 0,002% en poids
    • Co, Cu, Mo ≤ 0,2% en poids chacun
    • Sn, Nb, V, Ti ≤ 0,02% en poids chacun
    • Pb ≤ 0,001 % en poids.
  • En particulier, la teneur en sélénium est limitée selon les plages mentionnées ci-dessus dans le but d'éviter des problèmes de fissuration à chaud qui pourraient résulter d'une présence de sélénium trop élevée dans l'alliage. De manière avantageuse, la fraction massique de l'élément chimique Se est inférieure à 10ppm, de préférence inférieure à 5ppm, dans l'alliage à base de fer-manganèse.
  • L'alliage à base de fer-manganèse présente en particulier:
    • un coefficient moyen de dilatation thermique CTE entre -180°C et 0°C inférieur ou égal à 8,5.10-6/°C ; et
    • une température de Néel TNéel supérieure ou égale à 40°C,
      et, lorsqu'il est élaboré en bande mince d'épaisseur inférieure ou égale à 3 mm,
      • une résilience KCV sur éprouvette réduite de 3 mm d'épaisseur et à température cryogénique (-196°C) supérieure ou égale à 80 J/cm2, et par exemple supérieure ou égale à 100 J/cm2 ;
      • une limite d'élasticité Rp0,2 à -196°C supérieure ou égale à 700 MPa ; et
      • une limite d'élasticité Rp0,2 à température ambiante (20°C) supérieure ou égale à 300 MPa.
  • Par conséquent, cet alliage présente des propriétés de dilatation thermique, de résilience et de résistance mécanique satisfaisantes pour son utilisation pour les applications mentionnées précédemment, notamment à température cryogénique, telles que par exemple le transport et le stockage de fluides cryogéniques.
  • L'alliage à base de fer-manganèse présente en outre une résistance à la corrosion caractérisée par un courant critique de corrosion en milieu H2SO4 (2 mol.l-1) strictement inférieur à 230mA/cm2 et un potentiel de piqûre V en milieu NaCl (0,02 mol.l-1) strictement supérieur à 40mV, le potentiel de piqûre étant déterminé par référence à un potentiel de référence, l'électrode à hydrogène (ENH). L'alliage à base de fer-manganèse présente ainsi une résistance à la corrosion supérieure ou égale à celle de l'Invar®-M93. On note dans ce contexte que l'Invar®-M93 est un matériau habituellement utilisé dans le cadre des applications mentionnées précédemment, notamment à température cryogénique.
  • L'alliage à base de fer-manganèse présente également une soudabilité satisfaisante, et notamment une bonne tenue à la fissuration à chaud. En particulier, comme cela est expliqué ci-dessous, il présente une longueur de fissures inférieure ou égale à 7 mm lors d'un essai Varestraint pour 3% de déformation plastique. Par conséquent, l'alliage à base de fer-manganèse présente une tenue à la fissuration très supérieure à celle observée pour les alliages Fe-Mn antérieurs.
  • Plus particulièrement, dans l'alliage à base de fer-manganèse, le manganèse, à une teneur inférieure ou égale à 32,0% en poids permet d'obtenir un coefficient moyen de dilatation thermique inférieur à 8,5.10-6/°C entre -180°C et 0°C. Ce coefficient de dilatation thermique est satisfaisant pour l'utilisation de l'alliage dans le cadre des applications envisagées, et en particulier dans le cadre d'applications cryogéniques.
  • Par ailleurs, la teneur en manganèse supérieure ou égale à 25,0% en poids, associée à une teneur en chrome inférieure ou égale à 14,0% en poids permet d'obtenir une bonne stabilité dimensionnelle de l'alliage à température ambiante et à température cryogénique (-196°C). En particulier, la température de Néel de l'alliage est alors strictement supérieure à 40°C, et ne risque pas d'être atteinte aux températures habituelles d'utilisation de l'alliage. Or, une utilisation de l'alliage à des températures supérieures à la température de Néel risque de générer des variations importantes de dilatation des pièces et assemblages soudés à température ambiante. En effet, le coefficient de dilatation de l'acier à haut manganèse décrit ci-dessus est de l'ordre de 8.10-6/°C à des températures inférieures ou égales à la température de Néel, alors qu'il est de l'ordre de 16.10-6/°C pour des températures supérieures à la température de Néel.
  • Le chrome à une teneur inférieure ou égale à 14,0% en poids permet d'obtenir une bonne résilience KCV sur éprouvette réduite de 3 mm d'épaisseur et à température cryogénique (-196°C), et en particulier une résilience KCV à -196°C supérieure ou égale à 50 J/cm2. Au contraire, les inventeurs ont constaté qu'une teneur en chrome strictement supérieure à 14,0% en poids risque de résulter en une trop grande fragilité de l'alliage à température cryogénique.
  • Par ailleurs, à une teneur supérieure ou égale à 7,0% en poids, le chrome permet d'obtenir une bonne soudabilité de l'alliage. Les inventeurs ont constaté que la soudabilité tend à se dégrader pour des teneurs en chrome strictement inférieures à 7,0% en poids. Le chrome contribue également à améliorer la résistance à la corrosion de l'alliage.
  • De préférence, la teneur en chrome est comprise entre 8,5% et 11,5% en poids. Une teneur en chrome comprise dans cette plage aboutit à un compromis encore meilleur entre une température de Néel élevée et une tenue à la corrosion élevée.
  • Le nickel à une teneur inférieure ou égale à 2,5% en poids permet d'obtenir un coefficient moyen de dilatation thermique entre -180°C et 0°C inférieur ou égal à 8,5.10-6°/C. Ce coefficient de dilatation thermique est satisfaisant pour l'utilisation de l'alliage dans le cadre des applications envisagées, et notamment des applications cryogéniques mentionnées précédemment. Au contraire, les inventeurs ont constaté que le coefficient de dilatation thermique risque de se dégrader pour des teneurs en nickel strictement supérieures à 2,5% en poids.
  • De préférence, la teneur en nickel est comprise entre 0,5% et 2,5% en poids. En effet, une teneur en nickel supérieure ou égale à 0,5% en poids permet d'améliorer encore la résilience de l'alliage à température cryogénique (-196°C).
  • L'azote, à des teneurs supérieures ou égales à 0,05% en poids, contribue à améliorer la tenue à la corrosion. Cependant, sa teneur est limitée à 0,30% en poids afin de conserver une soudabilité et une résilience à température cryogénique (-196°C) satisfaisantes.
  • De préférence, la teneur en azote est comprise entre 0,15% et 0,25% en poids. Une teneur en azote comprise dans cette plage permet d'obtenir un compromis encore meilleur entre les propriétés mécaniques et la tenue à la corrosion.
  • Le silicium, présent dans l'alliage à une teneur comprise entre 0,1% et 0,5% en poids agit comme désoxydant dans l'alliage.
  • L'alliage comprend, à titre optionnel, des terres rares à une teneur comprise entre 0,010% et 0,14% en poids. Les terres rares sont, de préférence, choisies parmi l'yttrium (Y), le cérium (Ce), le lantane (La), le praséodyme (Pr), le néodyme (Nd), le samarium (Sm) et l'ytterbium (Yb) ou les mélanges d'un ou plusieurs de ces éléments. Selon un exemple particulier, les terres rares comprennent un mélange de cérium et de lanthane ou de l'yttrium, utilisé seul ou mélangé avec du cérium et du lanthane.
  • En particulier, les terres rares consistent en du lanthane et/ou de l'yttrium, la somme des teneurs en lanthane et en yttrium étant comprise entre 0,010% et 0,14% en poids.
  • En variante, les terres rares consistent en du cérium, la teneur en cérium étant comprise entre 0,010% et 0,14% en poids.
  • De préférence, la fraction massique cumulée du ou des éléments métalliques choisis parmi Ce et La est comprise entre 100ppm et 200ppm dans l'alliage à base de fer-manganèse.
  • En variante, les terres rares consistent en un mélange de lanthane, d'yttrium, de néodyme et de praséodyme, la sommes des teneurs en lanthane, yttrium, néodyme et praséodyme étant comprise entre 0,010% et 0,14% en poids. Dans ce cas, on ajoute les terres rares par exemple sous la forme de Mischmetal à une teneur comprise entre 0,010% et 0,14% en poids. Le Mischmetal contient du lanthane, de l'yttrium, du néodyme et du praséodyme dans les proportions suivantes : Ce : 50%, La : 25%, Nd : 20% et Pr : 5%.
  • La présence de terres rares, et plus particulièrement d'un mélange de cérium et de lanthane ou d'yttrium, aux teneurs indiquées ci-dessus permet d'obtenir un alliage présentant une très bonne tenue à la fissuration à chaud, et, par conséquent, une soudabilité encore améliorée.
  • A titre d'exemple, la teneur en terres rares est comprise entre 150 ppm et 800 ppm.
  • Avantageusement, l'alliage à base de fer-manganèse présente :
    • un coefficient de dilatation thermique inférieur à 9,5.10-6 K-1 en valeur moyenne sur une plage de température comprise entre 0°C et - 180°C, de préférence inférieur à 8,5.10-6 K-1,
    • une température de Néel TNéel supérieure ou égale à 40°C,
      et, lorsqu'il est élaboré en bande mince d'épaisseur inférieure ou égale à 3 mm,
    • une résilience sur éprouvette réduite de 3 mm d'épaisseur à -196°C supérieure à 80 J/cm2, de préférence supérieure à 100 J/cm2,
    • une limite élastique Rp0,2 supérieure à 700 MPa à -196°C,
    • une charge à la rupture Rm supérieure ou égale à 1000 MPa à -163°C
    • un allongement à la rupture supérieur à 40% à -163°C
    • et une limite d'élasticité Rp0,2 à température ambiante (20°C) supérieure ou égale à 300 MPa.
  • L'élaboration de l'alliage à base de fer-manganèse peut impliquer les étapes qui vont être maintenant décrites
  • A titre d'exemple, il est élaboré dans un four électrique à arc, puis est affiné en poche par des méthodes habituelles (décarburation, désoxydation et désulfuration), qui peuvent notamment comprendre une étape de mise sous pression réduite. En variante, l'alliage à base de fer-manganèse est élaboré en four sous vide à partir de matières premières à bas résiduels.
  • On fabrique ensuite, par exemple, des bandes à chaud ou à froid à partir de l'alliage ainsi élaboré.
  • A titre d'exemple, on utilise le procédé suivant pour fabriquer de telles bandes à chaud ou à froid.
  • On coule l'alliage sous forme de demi-produits tels que des lingots, des électrodes de refusion, des brames, notamment des brames minces d'épaisseur inférieure à 200 mm, en particulier obtenues par coulée continue, ou des billettes.
  • Lorsque l'alliage est coulé sous forme d'électrode de refusion, celle-ci est avantageusement refondue sous vide ou sous laitier électro-conducteur afin d'obtenir une meilleure pureté et des demi-produits plus homogènes.
  • Le demi-produit ainsi obtenu est ensuite laminé à chaud à une température comprise entre 950°C et 1220°C pour obtenir une bande à chaud.
  • L'épaisseur de la bande à chaud est notamment comprise entre 2 mm et 6,5 mm.
  • Selon un mode de réalisation, le laminage à chaud est précédé d'un traitement thermique d'homogénéisation chimique à une température comprise entre 950°C et 1220°C pendant une durée comprise entre 30 minutes à 24 heures. Le procédé d'homogénéisation chimique est notamment réalisé sur la brame, en particulier la brame mince.
  • La bande à chaud est refroidie à température ambiante pour former une bande refroidie, puis enroulée en bobines.
  • Optionnellement, la bande refroidie est ensuite laminée à froid pour obtenir une bande à froid présentant une épaisseur finale avantageusement comprise entre 0,5 mm et 2 mm. Le laminage à froid est effectué en une passe ou en plusieurs passes successives.
  • A l'épaisseur finale, la bande à froid est, optionnellement, soumise à un traitement thermique de recristallisation dans un four statique pendant une durée allant de 10 minutes à plusieurs heures et à une température supérieure à 700°C. En variante, elle est soumise à un traitement thermique de recristallisation dans un four de recuit continu pendant une durée allant de quelques secondes à 1 minute environ, à une température supérieure à 900°C dans la zone de maintien du four, et sous atmosphère protégée de type N2/H2 (30%/70%) avec une température de givre comprise entre -50°C et -15°C. La température de givre définit la pression partielle de vapeur d'eau contenue dans l'atmosphère de traitement thermique.
  • Un traitement thermique de recristallisation peut être réalisé, dans les mêmes conditions, en cours de laminage à froid, à une épaisseur intermédiaire entre l'épaisseur initiale (correspondant à l'épaisseur de la bande à chaud) et l'épaisseur finale. L'épaisseur intermédiaire est par exemple choisie égale à 1,5 mm lorsque l'épaisseur finale de la bande à froid est de 0,7 mm.
  • La méthode d'élaboration de l'alliage et de fabrication de bandes à chaud et à froid en cet alliage sont données uniquement à titre d'exemple.
  • En particulier, la bande présente une épaisseur inférieure ou égale à 6,5 mm, et de préférence inférieure ou égale à 3 mm.
  • Une telle bande est par exemple une bande à froid fabriquée par le procédé décrit ci-dessus ou une bande à chaud obtenue à l'issue de l'étape de laminage à chaud du procédé décrit ci-dessus.
  • Le laminage à froid peut être réalisé en une ou plusieurs étapes, chacune pouvant être éventuellement suivie d'un recuit de recristallisation afin de régler la taille des grains de microstructure. Les recuits de recristallisation lors des étapes de laminage à froid permettent de régler la limite élastique et d'améliorer la soudabilité.
    • Exemples 1
  • Des alliages A, B, C et D sont préparés en faisant varier la teneur de certains constituants, comme indiqué dans le tableau 1. Le tableau 2 indique les propriétés physiques mesurées pour ces alliages. La phase après refroidissement est déterminée par analyse microstructurale. γ désigne la phase austénitique et ε désigne la phase martensitique. La charge à la rupture à -163°C Rm, la limite élastique à -163°C Rp0,2 et l'allongement à rupture à -163°C A sont déterminés par des essais de traction. La résilience est mesurée à l'aide d'une éprouvette Charpy.
  • Ces mesures montrent que les alliages C et D présentent des propriétés très avantageuses pour une application de confinement de liquide cryogénique tel qu'un gaz liquéfié.
  • Des essais Varestraint ont en outre été réalisés pour les alliages B, C et D et ont démontré l'absence de risque de fissuration à chaud. Tableau 1
    Composition %Mn %Cr %Ni N
    A 18 10 2 0,1
    B 24 10 2 0,1
    C 30 10 2 0,1
    D 28 10,5 2 0,2
    Tableau 2
    Composition Phase après refroidissement Dilatation thermique de - 180°C à 0°C α (10-6 K-1) Charge à la rupture à -163°C Rm (MPa) Limite élastique à -163°C Rp0,2 (MPa) Allongement à rupture à -163°C A (%) Résilience à -196°C (J/cm2)
    A γ +10% ε 6,3 1029 300 79 208
    B γ +2% ε 7,4 1040 438 58 120
    C γ 7,5 980 495 79 140
    D γ 8 1100 500 45 110
  • Les propriétés mécaniques Rm, Rp0,2 et A sont données ici à titre de comparaison pour une taille de grain identique dans tous les alliages. Ces propriétés peuvent être modifiées par traitement thermique.
    • Exemple 2
  • Un alliage est préparé avec la composition indiquée dans le tableau 3 (fractions massiques) : Tableau 3
    Mn Cr Ni Si N S (ppm) C (ppm) Ce (ppm) La (ppm)
    28,7 10,4 1,91 0,282 0,181 50 220 81 80
  • La tôle initiale obtenue avec 3,5mm d'épaisseur est laminée à froid jusqu'à 1mm. Un traitement de recristallisation de 10 min à 850°C permet d'obtenir une taille de grain très petite (4µm) et une limite élastique très élevée, autour de 500MPa. Il se produit un palier d'écoulement susceptible d'engendrer des défauts de répétabilité des formes lors du formage des membranes. Les paramètres du recuit de recristallisation sont investigués pour moduler la taille de grains. Les tailles de grains correspondantes G sont rassemblées dans le tableau 4, mesurées selon la norme ASTM E112-10. Tableau 4
    Temps de recuit à 1000°C (min) 5 20 45 60
    G (ASTM E112) 8 7,5 7 6,5
  • La tenue mécanique d'une soudure homogène entre deux pièces réalisées en l'alliage fer-manganèse ou d'une soudure hétérogène entre une pièce réalisée en l'alliage fer-manganèse et une pièce réalisée dans un alliage différent, et notamment en acier inoxydable 304L et en Invar@ M93, a été investiguée par des essais de traction. Ces essais ont été réalisés en utilisant l'alliage selon l'exemple 16 du tableau 6 en tant qu'alliage fer-manganèse.
  • Plus particulièrement, on a réalisé des soudures homogènes en soudant entre eux en bout à bout deux coupons prélevés dans une bande réalisée dans l'alliage fer-manganèse selon l'exemple 16 du tableau 6. On a également réalisé des soudures hétérogènes en soudant en bout à bout un coupon prélevé dans une bande réalisée dans l'alliage selon l'exemple 16 du tableau 6 à un coupon prélevé dans une bande réalisée en Invar@ M93 ou à un coupon prélevé dans une bande réalisée en acier inoxydable 304L.
  • Par ailleurs, on a réalisé, à titre de comparaison, des soudures homogènes en soudant entre eux en bout à bout deux coupons prélevés dans des bandes réalisées en Invar@ M93 et des soudures hétérogènes en soudant entre eux en bout à bout un coupon prélevé dans une bande réalisée en Invar@ M93 et un coupon prélevé dans une bande réalisée en acier inoxydable 304L.
  • Les résultats sont présentés dans le tableau 5. Tableau 5 : Résultats des essais de traction
    Nature de l'assemblage soudé bout à bout exemple 16-exemple 16 Exemple 16- Inox 304L Exemple16 -Invar M93 Invar M93 - Invar M93 Inox 304L-Invar M93
    Résistance mécanique à la rupture de l'assemblage soudé à 25°C (MPa) 615 475 425 410 330
  • Les essais de traction ont été réalisés à température ambiante comme il est d'usage pour les essais de qualification de soudage.
  • Ces essais montrent que l'alliage à base de fer-manganèse présente une soudabilité satisfaisante avec l'acier inoxydable et l'invar®.
    • Exemples 3
  • Les inventeurs ont réalisé des coulées de laboratoire d'alliages présentant des compositions telles que définies ci-dessus, ainsi que d'alliages comparatifs, présentant des compositions différentes de la composition décrite ci-dessus.
  • Ces alliages ont été élaborés sous vide, puis transformés à chaud par laminage pour obtenir des bandes de dimensions 35 mm de largeur et 4 mm d'épaisseur.
  • Ces bandes ont ensuite été usinées pour obtenir une surface dénuée d'oxydation à chaud.
  • Les compositions d'alliage de chacune des bandes testées sont exposées dans le tableau 6 ci-après.
  • Les inventeurs ont réalisé sur les bandes obtenues des essais Varestraint suivant la norme européenne FD CEN ISO/TR 17641-3 sous 3,2% de déformation plastique afin d'évaluer leur tenue à la fissuration à chaud. Ils ont mesuré la longueur totale de fissures développées durant l'essai, et ont classé les bandes en trois catégories :
    • les bandes présentant, à l'issue de l'essai, une longueur totale de fissures inférieure ou égale à 2 mm ont été considérées comme présentant une excellente tenue à la fissuration à chaud,
    • les bandes présentant, à l'issue de l'essai, une longueur totale de fissures comprise entre 2 mm et 7 mm ont été considérées comme présentant une bonne tenue à la fissuration à chaud, tandis que
    • les bandes présentant une longueur totale de fissures strictement supérieure à 7 mm ont été considérées comme présentant une tenue à la fissuration à chaud insuffisante.
  • Les résultats de ces essais sont exposés dans la colonne intitulée «Essais Varestraint » du tableau 1 ci-après. Dans cette colonne, on a noté :
    • « 1 » : les bandes présentant une excellente tenue à la fissuration à chaud ;
    • « 2 » : les bandes présentant une bonne tenue à la fissuration à chaud ;
    • « 3 » : les bandes présentant une tenue à la fissuration à chaud insuffisante.
  • La tenue à la fissuration à chaud constitue un aspect important de la soudabilité d'un alliage, la soudabilité étant d'autant meilleure que la tenue à la fissuration est importante.
  • Les inventeurs ont également testé la tenue à la corrosion par la réalisation d'essais potentiométriques. A cet effet, ils ont réalisé les tests suivants :
    • évaluation de la corrosion généralisée par mesure du courant critique de corrosion Jacier Mn en milieu H2SO4 (2 mol.l-1) et comparaison de ce courant à celui mesuré pour des bandes en Invar®-M93 (JInvar M93 ~ 230mA/cm2) ;
    • évaluation de la corrosion localisée par mesure du potentiel de piqûre V en milieu NaCl (0,02 mol.l-1) et comparaison de ce potentiel V avec celui de l'Invar®-M93 (VInvar M93/EENH ~ 40mV), où EENH est le potentiel de référence par rapport à l'électrode à hydrogène.
  • On rappelle que l'Invar®-M93 présente la composition suivante, en pourcentage en poids :
    • 35% ≤ Ni ≤ 36.5%
    • 0,2% ≤ Mn ≤ 0,4%
    • 0,02 ≤ C ≤ 0,04%
    • 0,15 ≤ Si ≤ 0,25%
    • optionnellement
    • 0 ≤Co≤20%
    • 0 ≤Ti≤0,5%
    • 0,01%≤Cr≤0,5%
    • le reste étant du fer et des éléments résiduels résultant de l'élaboration.
  • Si Jacier Mn < JInvar M93 et Vacier Mn/EENH > VInvar M93/ EENH, l'acier testé est jugé plus résistant à la corrosion que l'Invar M93.
  • Si Jacier Mn > JInvar M93 ou Vacier Mn / EENH < VInvar M93/ EENH, l'acier testé est jugé moins résistant à la corrosion que l'Invar®-M93.
  • Les résultats de ces tests sont résumés dans la colonne intitulée « Tenue à la corrosion» du tableau 6 ci-après. Dans cette colonne :
    • la mention « > Invar » correspond à des bandes pour lesquelles Jacier Mn < JInvar M93 et Vacier Mn/ EENH > VInvar M93/ EENH ;
    • la mention « < Invar » correspond à des bandes pour lesquelles Jacier Mn > JInvar M93 ou Vacier Mn / EENH < VInvar M93/ EENH ; et
    • la mention « - Invar » correspond à des bandes pour lesquelles Jacier Mn ≈ JInvar M93 ou Vacier Mn / EENH ≈ VInvar M93/ EENH.
  • Les inventeurs ont également réalisé des essais de résilience à -196°C sur éprouvette réduite (épaisseur - 3,5mm) et mesuré l'énergie de rupture par choc de la bande (notée KCV), conformément à la norme NF EN ISO 148-1. L'énergie de rupture est exprimée en J/cm2. Elle traduit la résilience de la bande. Les résultats de ces tests sont résumés dans la colonne intitulée « KCV à -196°C » du tableau 1 ci-après.
  • Les inventeurs ont également réalisé des essais dilatométriques :
    • de -180°C à 0°C afin de déterminer le coefficient moyen de dilatation thermique de l'alliage ; et
    • de 20°C à 500°C afin de déterminer la température de Néel TNéel de l'alliage. La température de Néel correspond à la température au-dessus de laquelle un matériau antiferromagnétique devient paramagnétique.
  • Plus particulièrement, le coefficient moyen de dilatation thermique est déterminé en mesurant la variation de longueur en micromètres entre -180°C et 0°C d'une éprouvette de longueur 50 mm à 0°C. Le coefficient moyen de dilatation thermique est alors obtenu par application de la formule suivante : 1 L 0 × L 0 − L 1 T 0 − T 1
    Figure imgb0002
     où L 0 -L 1 représente la variation de longueur en micromètres entre 0°C et -180°C, L0 représente la longueur de l'éprouvette à 0°C, T0 est égale à 0°C et T1 est égale à -180°C.
  • La température de Néel est déterminée en mesurant L(T), où L est la longueur de l'échantillon à la température T, puis en calculant la pente dL/dT. La température de Néel correspond à la température de changement de pente de cette courbe.
  • Les résultats de ces essais sont indiqués respectivement dans les colonnes intitulées « CTE [-180°C à 0°C] » et « TNéel » du tableau 1 ci-après.
  • Enfin, les inventeurs ont réalisé des essais mécaniques par traction plane à -196°C pour mesurer la limite élastique à 0,2% d'allongement Rp0,2 à -196°C. Les résultats de ces essais sont résumés dans la colonne intitulée « Rp0,2 à -196°C » du tableau 1 ci-après. Tableau 6 : Compositions d'alliages et résultats des essais
    Se
    N° Fe Mn Cr Ni N Ce +La Y Si C Al S P Autres Essai Varestraint Tenue à la corrosion
    O
    1 Bal. 25,0 3,6 0,18 mini mini mini 0,30 0,4 mini mini mini 3 < Invar
    2 Bal. 25,0 3,6 0,18 mini mini mini 0,30 mini mini mini mini 3 < Invar
    3 Bal. 23,0 6,5 0,18 mini mini mini 0,28 0,45 mini mini mini 3 < Invar
    4 Bal. 23,0 6,5 0,18 mini mini mini 0,28 mini mini mini mini 3 < Invar
    5 Bal. 28,0 6,5 2,1 0,1 mini mini 0,25 mini mini mini mini 3 > Invar
    6 Bal. 28,0 8,0 2,1 0,1 mini mini 0,25 mini mini mini mini 2 > Invar
    7 Bal. 28,0 10,2 1,8 mini mini mini 0,30 mini mini mini mini 2 < Invar
    8 Bal. 28,0 10,2 1,8 0,1 mini mini 0,30 mini mini mini mini 2 > Invar
    9 Bal. 28,0 12,1 1,8 0,35 mini mini 0,30 mini mini mini mini 3 > Invar
    10 Bal. 28,0 13,5 2,0 0,1 mini mini 0,28 mini mini mini mini 2 > Invar
    11 Bal. 28,0 16,0 2,0 0,1 mini mini 0,28 mini mini mini mini 2 > Invar
    12 Bal. 27,8 10,1 0,3 0,15 mini mini 0,26 mini mini mini mini 2 > Invar
    13 Bal. 27,8 10,1 2,8 0,15 mini mini 0,26 mini mini mini mini 2 > Invar
    14 Bal. 22,0 9,9 2,0 0,15 0,015 mini 0,20 mini mini mini mini 1 > Invar
    15 Bal. 25,5 9,9 2,0 0,15 0,035 mini 0,20 mini mini mini mini 1 > Invar
    16 Bal. 28,0 10,0 1,8 0,15 0,050 mini 0,25 mini mini mini mini 1 > Invar
    17 Bal. 31,5 10,0 1,8 0,15 0,075 mini 0,25 mini mini mini mini 1 > Invar
    18 Bal. 31,5 10,0 1,8 0,15 0,150 mini 0,25 mini mini mini mini 3 > Invar
    19 Bal. 28,0 9,5 1,9 0,2 mini 0,040 0,24 mini mini mini mini 1 > Invar
    20 Bal. 28,0 9,5 1,9 0,2 mini 0,080 0,24 mini mini mini mini 1 > Invar
    21 Bal. 28,0 9,5 1,9 0,2 mini 0,200 0,24 mini mini mini mini 3 > Invar
  • Dans le tableau 6 ci-dessus, « n.d. » signifie que la valeur considérée n'a pas été déterminée. Par ailleurs, les essais conformes à l'invention ont été soulignés.
  • Dans ce tableau :
    • pour les éléments C, AI, Se, S, P, O, « mini » signifie :
      • C < 0,05% en poids,
      • AI < 0,02% en poids,
      • Se < 0,001% en poids,
      • S < 0,005% en poids,
      • P < 0,04% en poids,
      • O < 0,002% en poids,
    • les éléments notés « Autres » incluent Co, Cu, Mo, Sn, Nb, V, Ti et Pb, et, dans cette colonne, « mini » signifie :
    • Co, Cu, Mo < 0,2% en poids,
    • Sn, Nb, V, Ti < 0,02% en poids, et
    • Pb < 0,001% en poids.
  • Pour l'azote, « mini » signifie N < 0,03% en poids. A ces teneurs, l'azote est considéré comme un élément résiduel.
  • Pour les terres rares, à savoir Ce, La et Y, « mini » signifie que l'alliage comprend au plus des traces de ces éléments, de préférence une teneur en chacun de ces éléments inférieure ou égale à 1 ppm.
  • Les essais numérotés 6, 8, 10, 12, 15 à 17, 19 et 20 sont conformes à l'invention.
  • On constate que les bandes réalisées suivant ces essais présentent une bonne, voir une excellente, tenue à la fissuration à chaud (cf. colonne essais Varestraint), et présentent donc une bonne soudabilité.
  • Par ailleurs, ces bandes présentent une résistance à la corrosion supérieure ou égale à celle de l'invar M93, un coefficient moyen de dilatation thermique CTE entre -180°C et 0°C inférieur ou égal à 8,5.10-6/°C, une température de Néel supérieure ou égale à 40°C, une résilience KCV à -196°C supérieure ou égale à 80 J/cm2 et une limite d'élasticité Rp0,2 à -196°C supérieure ou égale à 700 MPa.
  • Les bandes réalisées dans l'alliage à base de fer-manganèse présentent donc des propriétés de dilatation thermique, de résilience et de résistance mécanique satisfaisantes pour leur utilisation pour des applications pour lesquelles une stabilité dimensionnelle élevée sous l'effet des variations de température est requise, notamment à température cryogénique.
  • Les alliages selon les essais numérotés 1 à 5 présentent une teneur en chrome strictement inférieure à 7,0% en poids. On constate que les bandes correspondantes présentent une mauvaise tenue à la fissuration à chaud, et donc une soudabilité peu satisfaisante. Par ailleurs, les essais 1 et 3 montrent que cette mauvaise tenue à la fissuration à chaud n'est pas compensée par l'ajout de carbone, même à des teneurs relativement élevées.
  • L'alliage selon l'essai 11 présente une teneur en chrome strictement supérieure à 14,0% en poids. On observe que les bandes correspondantes présentent une fragilité importante à température cryogénique, se traduisant par une résilience KCV strictement inférieure à 50 J/cm2. On observe également que cet alliage présente une température de Néel strictement inférieure à 40°C.
  • L'alliage selon l'essai numéroté 13 présente une teneur en nickel strictement supérieure à 2,5% en poids. On observe que les bandes correspondantes présentent un coefficient moyen de dilatation thermique CTE entre -180°C et 0°C strictement supérieur à 8,5.10-6/°C.
  • La comparaison des essais 7 et 8 montre que, toutes choses étant égales par ailleurs, l'augmentation de la teneur en azote permet d'améliorer la tenue à la corrosion. Par ailleurs, l'alliage selon l'essai numéroté 9 présente une teneur en azote strictement supérieure à 0,30% en poids, et on observe qu'il présente une soudabilité et une résilience KCV à -196°C dégradées.
  • Par ailleurs, comme le montre la comparaison des essais 14 et 15, la diminution de la teneur en manganèse, toutes choses étant égales par ailleurs, résulte en une diminution de la température de Néel.
  • On observe également que les bandes correspondant aux essais 14, 17, 19 et 20, qui comprennent des terres rares dans des proportions comprises entre 0,010% et 0,14% en poids présentent une excellente résistance à la fissuration à chaud, avec des longueurs de fissures inférieures à 2 mm. Au contraire, les bandes correspondant aux essais 18 et 21 présentent une teneur en terres rares strictement supérieure à 0,14% en poids, et l'on constate que ces bandes présentent une soudabilité dégradée.
  • L'alliage à base de fer-manganèse peut être avantageusement utilisé dans toute application dans laquelle une bonne stabilité dimensionnelle, associée à une bonne résistance à la corrosion et une bonne soudabilité sont désirées, notamment dans le domaine cryogénique ou encore dans le domaine de l'électronique.
  • Compte tenu de leurs propriétés, les alliages sélectionnés ci-dessus peuvent être avantageusement utilisés pour la fabrication d'assemblages soudés destinés à des applications cryogéniques, et notamment de cuves ou de tubes de transport ou de stockage de gaz liquéfiés.
  • Les alliages Fe-Mn sélectionnés ci-dessus conviennent particulièrement pour des applications de stockage et de transport des gaz liquéfiés, en particulier pour réaliser des systèmes de confinement relativement minces aussi appelés membranes, par exemple dans des épaisseurs inférieures ou égales à 3mm, de préférence inférieures ou égales à 2mm, voire inférieures ou égales à 1mm.
  • Selon un mode de réalisation correspondant, le système de stockage et/ou transport est réalisé sous la forme d'une cuve étanche et thermiquement isolante et comporte en outre une structure porteuse et une barrière thermiquement isolante disposée entre la structure porteuse et le contenant. Dans une telle cuve, le contenant est essentiellement réalisé sous la forme d'une membrane métallique retenue sur une surface intérieure de la barrière thermiquement isolante.
  • Selon un mode de réalisation du système de confinement, les tôles métalliques formant la membrane métallique sont ondulées et comportent au moins une série d'ondulations parallèles pour favoriser un allongement élastique de la membrane dans au moins une direction. De telles ondulations peuvent être saillantes sur une surface intérieure ou extérieure de la membrane métallique.
  • De telles ondulations peuvent être réalisées sous différentes formes. Selon un mode de réalisation, une première série d'ondulations parallèles s'étend selon une première direction et une deuxième série d'ondulations parallèles s'étend selon une deuxième direction sécante, de préférence orthogonale, à la première direction. Dans des modes de réalisation, les ondulations des deux séries peuvent présenter des intersections ou, au contraire, ne pas présenter d'intersections.
  • Les ondulations de la membrane métallique peuvent en particulier être réalisées dans les tôles métalliques par pliage ou par emboutissage. Par un procédé de pliage, il est notamment possible de réaliser une ondulation s'étendant d'un bord à l'autre de la tôle métallique sans étirement significatif de la tôle métallique, ce qui préserve sa résistance mécanique à la fatigue. En assemblant les tôles métalliques, ces ondulations peuvent être disposées dans l'alignement les unes des autres pour former, sur une surface intérieure ou extérieure de la membrane métallique, un canal continu s'étendant sur tout ou partie de la paroi de cuve. Un tel canal continu peut être utilisé pour faire circuler un gaz neutre dans la paroi de cuve. Par un procédé d'emboutissage, il est notamment possible de réaliser une ondulation plus courte, ne s'étendant pas d'un bord à l'autre de la tôle métallique, ce qui limite ou évite la formation de canaux de grande longueur.
  • Selon un mode de réalisation, les tôles métalliques ondulées sont faites de l'alliage à base de fer-manganèse et présentent une taille de grain mesurée selon ASTM E112-10 comprise entre 6 et 8. Cette taille normalisée qui désigne des grains relativement gros et influence la limite élastique. Par exemple les tôles métalliques ondulées faites de l'alliage à base de fer-manganèse présentent ainsi une limite élastique Rp0,2 à 20°C inférieure à 350 MPa, de préférence comprise entre 300 et 350 MPa. Une telle limite élastique favorise la formabilité de l'alliage.
  • Selon un mode de réalisation du système de confinement, la cuve étanche et thermiquement isolante présente au moins une paroi plane et la membrane métallique de la paroi plane est réalisée sous la forme d'une membrane tendue dans une direction longitudinale de la paroi plane, les tôles métalliques qui forment la membrane métallique étant réalisées sous la forme de bandes s'étendant dans la direction longitudinale et dont une portion centrale est plane pour reposer sur la surface intérieure de la barrière thermiquement isolante.
  • Dans ce cas, les tôles métalliques réalisées sous la forme de bandes peuvent présenter des bords longitudinaux relevés qui font saillie vers l'intérieur de la cuve par rapport à la portion centrale plane et qui sont soudés deux à deux pour former des soufflets de dilatation favorisant un allongement élastique de la membrane métallique dans une direction transversale perpendiculaire à la direction longitudinale.
  • De préférence dans ce cas, la membrane métallique de la paroi plane comporte en outre un support de soudure agencé longitudinalement entre deux bandes de la membrane tendue, le support de soudure étant lié à la barrière thermiquement isolante pour retenir la membrane tendue sur la barrière thermiquement isolante, un bord relevé de chacune desdites deux bandes étant soudé au support de soudure pour former un dit soufflet de dilatation.
  • Selon un mode de réalisation, le long d'au moins un bord d'extrémité longitudinale de la paroi plane, la cuve comporte une poutre de raccordement attachée à la structure porteuse et une extrémité de la membrane tendue est soudée sur la poutre de raccordement pour reprendre la force de tension de la membrane tendue dans la direction longitudinale. La poutre de raccordement est avantageusement réalisée dans l'alliage à base de fer-manganèse. La poutre de raccordement peut aussi être réalisée en InvarO.
  • Selon un mode de réalisation, les deux bandes et le support de soudure sont faits de l'alliage à base de fer-manganèse. Le support de soudure peut aussi être réalisé dans un autre métal, par exemple acier inoxydable ou InvarO.
  • Selon un mode de réalisation les tôles métalliques réalisées sous la forme de bandes sont faites de l'alliage à base de fer-manganèse et présentent une taille de grain mesurée selon ASTM E112-10 comprise entre 8,5 et 12. Cette taille normalisée qui désigne des grains relativement fins influence la limite élastique. Par exemple, les tôles métalliques réalisées sous la forme de bandes sont faites de l'alliage à base de fer-manganèse et présentent une limite élastique Rp0,2 à 20°C supérieure à 350 MPa, de préférence comprise entre 350 et 450 MPa. Dans ce cas, la limite élastique à -163°C est de préférence comprise entre 750 et 950 MPa.
  • Une telle cuve étanche et thermiquement isolante peut être réalisée de différentes manières, par exemple avec une seule barrière étanche ou plusieurs barrières étanches successives. Dans une cuve à barrières multiples, l'alliage à base de fer-manganèse peut être employé dans la membrane secondaire et/ou dans la membrane primaire. On rappelle qu'une membrane secondaire désigne une membrane étanche agencée autour d'une membrane primaire et destinée à contenir le gaz liquéfié en cas de défaut ou de rupture de la membrane primaire.
  • Selon un mode de réalisation correspondant, le contenant est une membrane secondaire et la barrière thermiquement isolante est une barrière isolante secondaire, la cuve étanche et thermiquement isolante comportant en outre une barrière isolante primaire reposant sur la membrane secondaire et une membrane primaire retenue sur la barrière isolante primaire, de préférence une membrane primaire ondulée en acier inoxydable, par exemple inox 304L.
  • Selon un autre mode de réalisation, le contenant est une membrane primaire et la barrière thermiquement isolante est une barrière isolante primaire, la cuve étanche et thermiquement isolante comportant en outre une membrane secondaire agencée entre la barrière isolante primaire et la structure porteuse et retenue sur une barrière isolante secondaire agencée entre la membrane secondaire et la structure porteuse.
  • Une telle cuve étanche et thermiquement isolante peut faire partie d'une installation de stockage terrestre, par exemple pour stocker du GNL ou être installée dans une structure flottante, côtière ou en eau profonde, notamment un navire méthanier, une unité flottante de stockage et de regazéification (FSRU), une unité flottante de production et de stockage déporté (FPSO) et autres. Une telle cuve peut présenter différentes géométries, par exemple prismatique, cylindrique, sphérique ou autre.
  • Selon un mode de réalisation, l'invention fournit aussi un ouvrage flottant comportant une double coque et le système de stockage et/ou de transport précité peut être intégré dans la double coque. Une coque interne de l'ouvrage flottant forme alors la structure porteuse.
  • Par exemple, l'ouvrage flottant est réalisé sous la forme d'un navire de transport de gaz liquéfié, notamment un méthanier.
  • Selon un mode de réalisation, le système de stockage et/ou de transport pour un gaz liquéfié constitue un réservoir de carburant pour la propulsion de l'ouvrage flottant.
  • Selon un mode de réalisation, l'invention fournit aussi un système de chargement ou déchargement, comportant un ouvrage flottant précité, des canalisations isolées agencées de manière à relier la cuve étanche et thermiquement isolante installée dans la coque à une installation de stockage flottante ou terrestre et une pompe apte à entrainer un flux de gaz liquéfié à travers les canalisations isolées depuis ou vers l'installation de stockage flottante ou terrestre vers ou depuis la cuve étanche et thermiquement isolante.
  • Selon un mode de réalisation, l'invention fournit aussi un procédé de chargement ou déchargement d'un ouvrage flottant précité, dans lequel on achemine un flux de gaz liquéfié à travers des canalisations isolées depuis ou vers une installation de stockage flottante ou terrestre vers ou depuis la cuve étanche et thermiquement isolante.
  • Selon un autre mode de réalisation, le système de stockage et/ou de transport pour un gaz liquéfié est réalisé sous la forme d'un système de stockage terrestre. Le contenant peut aussi être réalisé sous la forme d'une cuve autoporteuse ou sous la forme d'une canalisation. Une telle cuve autoporteuse peut présenter différentes géométries, par exemple prismatique, cylindrique, sphérique ou autre.
  • L'invention fournit aussi un procédé de fabrication d'un contenant destiné à être en contact avec un gaz liquéfié pour le stockage, le transfert et/ou de transport du gaz liquéfié, comportant :
    • fournir une pluralité de tôles ou bandes métalliques réalisées en l'alliage à base de fer-manganèse précité, et
    • souder lesdites tôles ou bandes métalliques ensemble de manière étanche sous la forme du contenant.
  • Par gaz liquéfié, on désigne un corps qui se présente à l'état de vapeur dans les conditions normales de température et de pression et qui a été refroidi pour se présenter dans une phase liquide. Différents gaz liquéfiés pouvant être stockés dans un tel système sont par exemple le GNL, le GPL, l'éthylène etc.
    • Brève description des figures
  • L'invention sera mieux comprise, et d'autres buts, détails, caractéristiques et avantages de celle-ci apparaîtront plus clairement au cours de la description suivante de plusieurs modes de réalisation particuliers de l'invention, donnés uniquement à titre illustratif et non limitatif, en référence aux dessins annexés.
    • La figure 1 est une vue écorchée en perspective d'une paroi de cuve à membrane selon un premier mode de réalisation.
    • La figure 2 est une vue écorchée en perspective d'une paroi de cuve à membrane selon un deuxième mode de réalisation.
    • La figure 3 est une vue écorchée en perspective d'une paroi de cuve à membrane selon un troisième mode de réalisation.
    • La figure 4 est une vue schématique en perspective d'une membrane étanche ondulée formée de tôles embouties.
    • La figure 5 est une vue schématique en coupe d'une cuve autoporteuse embarquée dans la coque d'un navire.
    • La figure 6 est une représentation schématique écorchée d'une cuve de navire méthanier et d'un terminal de chargement/déchargement de cette cuve.
    Description des modes de réalisation
  • La figure 1 est une vue schématique en perspective écorchée des parois étanches et isolantes d'une cuve prismatique, au niveau d'un angle entre une paroi de fond et une paroi transversale. La structure porteuse de la cuve est ici constituée par la coque interne d'un navire à double coque, dont on a représenté la paroi de fond au chiffre 1, et par des cloisons transversales 2, qui définissent des compartiments dans la coque interne du navire. Sur chaque paroi de la structure porteuse, une paroi correspondante de la cuve est réalisée par superposition de, successivement, une couche d'isolation secondaire 3, une membrane étanche secondaire 4, une couche d'isolation primaire 5 et une membrane étanche primaire 6.
  • Au niveau de l'angle entre les deux parois, les membrane étanches secondaires 4 des deux parois et les membranes étanches primaires 6 des deux parois sont reliées par un anneau de raccordement 15 sous la forme d'une poutre à section carré qui permet de reprendre les efforts de tension des membranes étanches résultant de la contraction thermique, de la déformation de la coque à la mer et des mouvements de la cargaison. Une structure possible de l'anneau de raccordement 15 est décrite plus en détails dans FR-A-2549575 .
  • Les membranes étanches secondaires 4 et primaires 6 sont ici des membranes tendues. Chacune d'elles est constituée d'une série de virures parallèles à bords relevés 8, qui sont disposées alternativement avec des supports de soudure allongés 9. Les supports de soudure 9 sont retenus à chaque fois à la couche d'isolation sous-jacente, par exemple en étant logés dans des rainures 7 ménagées dans les plateaux de couvercles de boîtes remplies de matière isolante. Cette structure alternée est réalisée sur toute la surface des parois, ce qui peut impliquer de très grandes longueurs. Sur ces grandes longueurs, les soudures étanches entre les bords relevés des virures et les supports de soudure intercalés entre eux peuvent être réalisées sous la forme de cordons de soudure rectilignes parallèles à la paroi.
  • Les alliages Fe-Mn précités peuvent être employés pour réaliser les virures 8 à un coût moins élevé que l'invar ®. L'épaisseur des virures 8 est par exemple comprise entre 0,5 et 1,5 mm, de préférence environ 0,7mm.
  • Les alliages Fe-Mn précités peuvent être aussi employés pour réaliser les supports de soudure 9 à un coût moins élevé que l'invar ®. L'épaisseur des supports de soudure 9 est par exemple comprise entre 0,5 et 1,5 mm.
  • Enfin, les alliages Fe-Mn précités peuvent être aussi employés pour réaliser l'anneau de raccordement 15 à un coût moins élevé que l'invar ®. L'épaisseur des tôles formant l'anneau de raccordement 15 est par exemple comprise entre 0,5 et 1,5 mm. Les virures 8 réalisées en alliage Fe-Mn peuvent aussi être soudées à un anneau de raccordement 15 en invar ®, compte-tenu de la bonne soudabilité des deux métaux.
  • Les soudures des virures parallèles à bords relevés 8 disposées alternativement avec les supports de soudure allongés 9 peuvent être réalisées au moyen d'une machine automatique de soudure par induction. D'autres détails sur la réalisation de ces soudures peuvent être trouvés dans la publication WO-A-2012072906 .
  • Dans le mode de réalisation de la figure 2, les éléments analogues ou identiques à ceux de la figure 1 portent le même chiffre de référence.
  • La membrane secondaire 4 reste une membrane tendue analogue à la figure 1 tandis que la membrane primaire 6 est ici une membrane ondulée formée de tôles rectangulaires 21 soudées à clin au niveau de zones de recouvrement 20. Les tôles rectangulaires portent deux séries d'ondulations équidistantes 22 et 23 s'étendant dans deux directions orthogonales, parallèlement aux bords des tôles rectangulaires. Les ondulations 22 et 23 présentent des intersections 24.
  • Les alliages Fe-Mn précités peuvent être employés pour réaliser tout ou partie de la membrane secondaire 4 comme indiqué précédemment. Dans ce cas, selon un premier mode de réalisation, les tôles rectangulaires 21 de la membrane primaire 6 sont en acier inoxydable 304L.
  • Selon un deuxième mode de réalisation, les alliages Fe-Mn précités peuvent être aussi employés pour réaliser les tôles rectangulaires 21. L'épaisseur des tôles 21 est par exemple comprise entre 0,5 et 1,5 mm, de préférence environ 1,2 mm. Les ondulations 22 et 23 peuvent être formées par pliage.
  • Du fait de la bonne soudabilité des alliages Fe-Mn précités sur l'acier inoxydable, l'acier inoxydable peut être employé pour réaliser des pièces auxquelles la membrane primaire 6 en alliage Fe-Mn est localement soudée, notamment des bandes de d'ancrage 28 fixées sur la barrière thermiquement isolante primaire 5, omises sur la figure 2 mais représentées sur la figure 3.
  • Une membrane tendue et une membrane ondulée fonctionnent différemment et nécessitent des propriétés mécaniques différentes. Dans une membrane tendue, la contraction thermique a pour effet de créer une forte contrainte de tension statique dans la direction longitudinale. De plus, sensiblement aucun déplacement des tôles ne peut avoir lieu dans la direction longitudinale. Il est donc souhaitable que la limite élastique des virures 8 soit très élevée. Pour cela, on préfère une taille de grain relativement petite, par exemple G compris entre 8 et 12,5.
  • Dans la membrane ondulée, une déformation des ondulations et un déplacement des portions planes de la membrane située entre les ondulations ont lieu en réponse aux sollicitations thermiques ou autres. Il n'est donc pas nécessaire que la limite élastique des tôles 21 soit aussi élevée. Pour cette application on préfère une taille de grain relativement plus grosse, par exemple G compris entre 6 et 8.
  • Dans le mode de réalisation de la figure 3, les éléments analogues ou identiques à ceux de la figure 2 portent le même chiffre de référence.
  • La membrane primaire 6 reste ici une membrane ondulée formée de tôles rectangulaires 21 dont les ondulations font saillie vers l'intérieur de la cuve.
  • La membrane secondaire 34 est une autre membrane métallique ondulée, également formée de tôles rectangulaires soudées à clin au niveau de zones de recouvrement. Ses ondulations 35 font saillie vers l'extérieur de la cuve et sont logées dans des rainures ménagées sur la surface intérieure de la barrière d'isolation secondaire 3. Des tiges 36 fixées sur la surface intérieure de la barrière d'isolation secondaire 3 traversent la membrane secondaire 34 et servent à fixer des panneaux isolants formant la barrière d'isolation primaire 5.
  • Les alliages Fe-Mn précités peuvent être employés pour réaliser tout ou partie de la membrane secondaire 34 et/ou la membrane primaire 6 ondulée.
  • Les soudures des tôles rectangulaires ondulées peuvent être réalisées au moyen d'une machine automatisée comportant une torche de soudure mobile, par exemple comme décrit dans EP-A-0611217 .
  • Les membranes ondulées 6 et 34 des figures 2 et 3 présentent des ondulations continues s'étendant d'un bord à l'autre des plaques de tôles. Des ondulations peuvent être réalisées avec d'autres géométries.
  • Dans une cuve à membrane intégrée dans un structure porteuse telle qu'illustrée au figures 1 à 3, les membranes étanches forment deux contenant étanches imbriqués l'un dans l'autre et destinés à confiner le gaz liquéfié, à savoir un contenant primaire essentiellement constitué de la membrane primaire et un contenant secondaire essentiellement constitué de la membrane secondaire. Certaines parties du contenant primaire et/ou du contenant secondaire peuvent cependant être réalisées par d'autres pièces, éventuellement plus épaisses que les tôles formant la membrane elle-même. Ces autres pièces sont par exemple situées au niveau des arêtes entre deux parois de la cuve, selon la technique connue, par exemple sous la forme de pièces d'angle auxquelles sont raccordées les membranes des deux parois adjacentes à l'arête, comme dans le cas de la poutre à section carré précitée.
  • Par exemple la figure 4 représente une membrane métallique 40, pouvant être réalisée dans les alliages Fe-Mn précités, formée de tôles rectangulaires soudées à clin au niveau de zones de recouvrement 41 et qui comporte des ondulations embouties 42 et 43. Les ondulations embouties 42 et 43 sont interrompues à distance les unes des autres et ne présentent donc pas d'intersections. La membrane métallique 40 peut être employée en tant que membrane unique et/ou membrane primaire et/ou membrane secondaire.
  • En référence à la figure 5, on a partiellement représenté, en coupe transversale, une cuve autoporteuse 50 pouvant être réalisée dans les alliages Fe-Mn précités. La cuve autoporteuse 50 est formée de tôles plus épaisses soudées ensemble, par exemple avec une épaisseur de 5 à 20mm, et qui forment une enveloppe étanche 51, par exemple de forme polyédrique, ainsi que des raidisseurs, à savoir raidisseurs transversaux 52 et raidisseurs longitudinaux 53. Dans l'exemple représenté la cuve autoporteuse 50 est embarquée dans la coque 55 d'un navire. Elle est supportée sur la paroi de fond de la coque 55 par des supports 54. Une isolation thermique non représentée est de préférence insérée dans l'espace 56 entre la cuve autoporteuse 50 et la coque 55. La cuve autoporteuse 50, qui est illustrée ici en coupe, peut présenter une géométrie tridimensionnelle prismatique.
  • .Les cuves décrites ci-dessus peuvent être utilisées dans différents types d'installations de stockage telles que des installations terrestres ou dans un ouvrage flottant comme un navire méthanier ou autre.
  • En référence à la figure 6, une vue écorchée d'un navire méthanier 70 montre une cuve étanche et isolante 71 de forme générale prismatique montée dans la double coque 72 du navire. La paroi de la cuve 71 comporte une barrière étanche primaire destinée à être en contact avec le GNL contenu dans la cuve, une barrière étanche secondaire agencée entre la barrière étanche primaire et la double coque 72 du navire, et deux barrières isolante agencées respectivement entre la barrière étanche primaire et la barrière étanche secondaire et entre la barrière étanche secondaire et la double coque 72.
  • De manière connue en soi, des canalisations de chargement/déchargement 73 disposées sur le pont supérieur du navire peuvent être raccordées, au moyen de connecteurs appropriées, à un terminal maritime ou portuaire pour transférer une cargaison de GNL depuis ou vers la cuve 71.
  • La figure 6 représente un exemple de terminal maritime comportant un poste de chargement et de déchargement 75, une conduite sous-marine 76 et une installation à terre 77. Le poste de chargement et de déchargement 75 est une installation fixe off-shore comportant un bras mobile 74 et une tour 78 qui supporte le bras mobile 74. Le bras mobile 74 porte un faisceau de tuyaux flexibles isolés 79 pouvant se connecter aux canalisations de chargement/déchargement 73. Le bras mobile 74 orientable s'adapte à tous les gabarits de méthaniers. Une conduite de liaison non représentée s'étend à l'intérieur de la tour 78. Le poste de chargement et de déchargement 75 permet le chargement et le déchargement du méthanier 70 depuis ou vers l'installation à terre 77. Celle-ci comporte des cuves de stockage de gaz liquéfié 80 et des conduites de liaison 81 reliées par la conduite sous-marine 76 au poste de chargement ou de déchargement 75. La conduite sous-marine 76 permet le transfert du gaz liquéfié entre le poste de chargement ou de déchargement 75 et l'installation à terre 77 sur une grande distance, par exemple 5 km, ce qui permet de garder le navire méthanier 70 à grande distance de la côte pendant les opérations de chargement et de déchargement.
  • Pour engendrer la pression nécessaire au transfert du gaz liquéfié, on met en oeuvre des pompes embarquées dans le navire 70 et/ou des pompes équipant l'installation à terre 77 et/ou des pompes équipant le poste de chargement et de déchargement 75.
  • Bien que l'invention ait été décrite en liaison avec plusieurs modes de réalisation particuliers, il est bien évident qu'elle n'y est nullement limitée et qu'elle comprend tous les équivalents techniques des moyens décrits ainsi que leurs combinaisons si celles-ci entrent dans le cadre de l'invention telle que définie par les revendications.

Claims (30)

  1. Système de stockage et/ou de transport pour un gaz liquéfié comportant un contenant (4, 6, 34, 40, 50) destiné à être en contact avec le gaz liquéfié, dans lequel le contenant est essentiellement constitué de tôles métalliques soudées ensemble de manière étanche, au moins une dite tôle métallique étant en un alliage à base de fer-manganèse qui comprend, en fraction massique : 25,0 % ≤ Mn ≤ 32,0 %
    Figure imgb0003
     7,0 ≤ Cr ≤ 14,0 %
    Figure imgb0004
     0 ≤ Ni ≤ 2,5 %
    Figure imgb0005
     0,05 % ≤ N ≤ 0,30 %
    Figure imgb0006
     0,1 ≤ Si ≤ 0,5 %
    Figure imgb0007
    optionnellement 0,010% ≤ terres rares ≤ 0,14%
    le reste étant du fer et des éléments résiduels résultant de l'élaboration,
    les éléments résiduels comprenant un ou plusieurs éléments choisis parmi : le carbone (C), l'aluminium (Al), le sélénium (Se), le soufre (S), le phosphore (P), l'oxygène (O), le cobalt (Co), le cuivre (Cu), le molybdène (Mo), l'étain (Sn), le niobium (Nb), le vanadium (V), le titane (Ti) et le plomb (Pb),
    les teneurs maximales étant choisies de la manière suivante, en poids :
    C ≤ 0,05% en poids
    Al ≤ 0,02% en poids
    Se ≤ 0,02% en poids
    S ≤ 0,005% en poids
    P ≤ 0,04% en poids
    O ≤ 0,005% en poids
    Co, Cu, Mo ≤ 0,2% en poids chacun
    Sn, Nb, V, Ti ≤ 0,02% en poids chacun et
    Pb ≤ 0,001 % en poids.
  2. Système selon la revendication 1, dans lequel la teneur en chrome est comprise entre 8,5% et 11,5% en poids dans l'alliage à base de fer-manganèse.
  3. Système selon la revendication 1 ou 2, dans lequel la teneur en nickel est comprise entre 0,5% et 2,5% en poids dans l'alliage à base de fer-manganèse.
  4. Système selon l'une des revendications 1 à 3, dans lequel la teneur en azote est comprise entre 0,15% et 0,25% en poids dans l'alliage à base de fer-manganèse.
  5. Système selon l'une quelconque des revendications précédentes, dans lequel les terres rares comprennent un ou plusieurs éléments choisis parmi : lanthane (La), cérium (Ce), yttrium (Y), praséodyme (Pr), néodyme (Nd), samarium (Sm), ytterbium (Yb).
  6. Système selon l'une des revendications 1 à 5, dans lequel la fraction massique cumulée des terres rares choisies parmi Ce et La est comprise entre 100ppm et 200ppm dans l'alliage à base de fer-manganèse.
  7. Système selon l'une des revendications 1 à 6, réalisé sous la forme d'une cuve étanche et thermiquement isolante et comportant en outre une structure porteuse (1, 2) et une barrière thermiquement isolante (3, 5) disposée entre la structure porteuse et le contenant, et dans lequel le contenant est réalisé essentiellement sous la forme d'une membrane métallique (4, 6, 34) retenue sur une surface intérieure de la barrière thermiquement isolante.
  8. Système selon la revendication 7, dans lequel les tôles métalliques (21, 40) formant la membrane métallique sont ondulées et comportent au moins une série d'ondulations parallèles pour favoriser un allongement élastique de la membrane dans au moins une direction.
  9. Système selon la revendication 8, dans lequel les tôles métalliques (21, 40) formant la membrane métallique comportent une première série d'ondulations parallèles (22, 42) s'étendant selon une première direction et une deuxième série d'ondulations parallèles (23, 43) s'étendant selon une deuxième direction sécante, de préférence orthogonale, à la première direction.
  10. Système selon la revendication 8 ou 9, dans lequel les ondulations de la membrane métallique sont réalisées dans les tôles métalliques par pliage ou par emboutissage.
  11. Système selon l'une des revendications 8 à 10, dans lequel les tôles métalliques ondulées sont faites de l'alliage à base de fer-manganèse et présentent une taille de grain mesurée selon ASTM E112-10 comprise entre 6 et 8.
  12. Système selon l'une des revendications 8 à 11, dans lequel les tôles métalliques ondulées sont faites de l'alliage à base de fer-manganèse et présentent une limite élastique Rp0,2 à 20°C inférieure à 350 MPa, de préférence comprise entre 300 et 350 MPa.
  13. Système selon la revendication 7, dans lequel la cuve étanche et thermiquement isolante présente au moins une paroi plane et la membrane métallique (4, 6) de la paroi plane est réalisée sous la forme d'une membrane tendue dans une direction longitudinale de la paroi plane, les tôles métalliques qui forment la membrane métallique étant réalisées sous la forme de bandes (8) s'étendant dans la direction longitudinale et dont une portion centrale est plane pour reposer sur la surface intérieure de la barrière thermiquement isolante (3, 5).
  14. Système selon la revendication 13, dans lequel les tôles métalliques réalisées sous la forme de bandes (8) présentent des bords longitudinaux relevés qui font saillie vers l'intérieur de la cuve par rapport à la portion centrale plane et qui sont soudés deux à deux pour former des soufflets de dilatation favorisant un allongement élastique de la membrane métallique dans une direction transversale perpendiculaire à la direction longitudinale.
  15. Système selon la revendication 14, dans lequel la membrane métallique de la paroi plane comporte en outre un support de soudure (9) agencé longitudinalement entre deux bandes de la membrane tendue, le support de soudure (9) étant lié à la barrière thermiquement isolante pour retenir la membrane tendue sur la barrière thermiquement isolante, un bord relevé de chacune desdites deux bandes (8) étant soudé au support de soudure pour former un dit soufflet de dilatation.
  16. Système selon la revendication 15, dans lequel les deux bandes (8) et le support de soudure (9) sont faits de l'alliage à base de fer-manganèse.
  17. Système selon l'une des revendications 13 à 16 dans lequel, le long d'au moins un bord d'extrémité longitudinale de la paroi plane, la cuve comporte une poutre de raccordement (15) attachée à la structure porteuse (1, 2) et sur laquelle est soudée une extrémité de la membrane tendue (4, 6) pour reprendre la force de tension de la membrane tendue dans la direction longitudinale, la poutre de raccordement étant réalisée dans l'alliage à base de fer-manganèse.
  18. Système selon l'une des revendications 13 à 17, dans lequel les tôles métalliques réalisées sous la forme de bandes (8) sont faites de l'alliage à base de fer-manganèse et présentent une taille de grain mesurée selon ASTM E112-10 comprise entre 8,5 et 12.
  19. Système selon l'une des revendications 13 à 18, dans lequel les tôles métalliques réalisées sous la forme de bandes (8) sont faites de l'alliage à base de fer-manganèse et présentent une limite élastique Rp0,2 à 20°C supérieure à 350 MPa, de préférence comprise entre 350 et 450 MPa.
  20. Système selon l'une des revendications 7 à 19, dans lequel ledit contenant est une membrane secondaire (4, 34) et la barrière thermiquement isolante est une barrière isolante secondaire, la cuve étanche et thermiquement isolante comportant en outre une barrière isolante primaire (5) reposant sur la membrane secondaire et une membrane primaire (6) retenue sur la barrière isolante primaire, de préférence une membrane primaire ondulée en acier inoxydable.
  21. Système selon l'une des revendications 7 à 19, dans lequel ledit contenant est une membrane primaire (6) et la barrière thermiquement isolante est une barrière isolante primaire (5), la cuve étanche et thermiquement isolante comportant en outre une membrane secondaire (4, 34) agencée entre la barrière isolante primaire et la structure porteuse et retenue sur une barrière isolante secondaire agencée entre la membrane secondaire et la structure porteuse (1, 2).
  22. Système selon l'une des revendications 7 à 21 réalisé sous la forme d'un système de stockage terrestre.
  23. Système selon l'une des revendications 1 à 6, dans lequel le contenant est réalisé sous la forme d'une cuve autoporteuse (50).
  24. Système selon l'une des revendications 1 à 6, dans lequel le contenant est réalisé sous la forme d'une canalisation.
  25. Ouvrage flottant (70) comportant une double coque (72) et un système (71) selon l'une des revendications 7 à 21 intégré dans la double coque, dans lequel une coque interne de l'ouvrage flottant forme ladite structure porteuse.
  26. Ouvrage flottant (70) selon la revendication 25, réalisé sous la forme d'un navire de transport de gaz liquéfié, notamment un méthanier.
  27. Ouvrage flottant (70) selon la revendication 25, dans lequel le système de stockage et/ou de transport (71) pour un gaz liquéfié constitue un réservoir de carburant pour la propulsion de l'ouvrage flottant.
  28. Système de chargement ou déchargement, comportant un ouvrage flottant (70) selon l'une des revendications 25 à 27, des canalisations isolées (73, 79, 76, 81) agencées de manière à relier la cuve étanche et thermiquement isolante (71) installée dans la coque (72) à une installation de stockage flottante ou terrestre (77) et une pompe apte à entrainer un flux de gaz liquéfié à travers les canalisations isolées depuis ou vers l'installation de stockage flottante ou terrestre vers ou depuis la cuve étanche et thermiquement isolante (71).
  29. Procédé de chargement ou déchargement d'un ouvrage flottant (70) selon l'une des revendications 25 à 27, dans lequel on achemine un flux de gaz liquéfié à travers des canalisations isolées (73, 79, 76, 81) depuis ou vers une installation de stockage flottante ou terrestre (77) vers ou depuis la cuve étanche et thermiquement isolante (71).
  30. Procédé de fabrication d'un contenant (4, 6, 34, 40, 50) destiné à être en contact avec un gaz liquéfié pour le stockage, le transfert et/ou de transport du gaz liquéfié, comportant : fournir une pluralité de tôles ou bandes métalliques en un alliage à base de fer-manganèse qui comprend, en fraction massique : 25,0 % ≤ Mn ≤ 32,0 %
    Figure imgb0008
     7,0 % ≤ Cr ≤ 14,0 %
    Figure imgb0009
     0 ≤ Ni ≤ 2,5 %
    Figure imgb0010
     0,05 % ≤ N ≤ 0,30 %
    Figure imgb0011
     0,1 ≤ Si ≤ 0,5 %
    Figure imgb0012
    optionnellement 0,010% ≤ terres rares ≤ 0,14%
    le reste étant du fer et des éléments résiduels résultant de l'élaboration, les éléments résiduels comprenant un ou plusieurs éléments choisis parmi : le carbone (C), l'aluminium (Al), le sélénium (Se), le soufre (S), le phosphore (P), l'oxygène (O), le cobalt (Co), le cuivre (Cu), le molybdène (Mo), l'étain (Sn), le niobium (Nb), le vanadium (V), le titane (Ti) et le plomb (Pb)
    les teneurs maximales étant choisies de la manière suivante, en poids :
    C ≤ 0,05% en poids
    Al ≤ 0,02% en poids
    Se ≤ 0,02% en poids
    S ≤ 0,005% en poids
    P ≤ 0,04% en poids
    O ≤ 0,005% en poids
    Co, Cu, Mo ≤ 0,2% en poids chacun
    Sn, Nb, V, Ti ≤ 0,02% en poids chacun et
    Pb ≤ 0,001 % en poids,
    et souder lesdites tôles ou bandes métalliques ensemble de manière étanche sous la forme d'un contenant.
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