MXPA99011350A - Sistema mejorado para procesar almacenar y transportar gas natural licuado - Google Patents

Abstract

Se proporciona un recipiente para almacenar gas natural licuado y presurizado a una presión de aproximadamente 1035 kPa (150 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y una temperatura de aproximadamente -123§C (-190§F) hasta aproximadamente -62§C (-80§F). El recipiente estáconstruido de un acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que contiene menos de 9%en peso de níquel y que tienen una resistencia a la tensión mayor de aproximadamente 830 MPa (120 ksi) y una DBTT menor de aproximadamente -73§C (-100§F).

Description

-i SISTEMA ¡MEJORADO PARA PROCESAR, ALMACENAR Y TRANSPORTAR GAS NATURAL LICUADO DESCRIPCIÓN DE LA INVENCIÓN La presente invención se refiere a un sistema mejorado para procesar, almacenar y transportar gas natural licuado (LNG) , y de manera más particular, a un sistema novedoso para procesar, almacenar y transportar LNG a presiones y temperaturas sustancialmente incrementadas sobre los sistemas LNG convencionales. Se definen varios términos en la siguiente especificación. Para conveniencia se proporciona un Glosario de términos en la misma que antecede a las reivindicaciones. Muchas fuentes de gas natural están ubicadas en áreas remotas, a grandes distancia de cualesquiera mercado comerciales para el gas. En ocasiones está disponible una tuberia para transportar el gas natural producido hacia los mercados comerciales. Cuando la transportación por tuberia hacia un centro comercial no es viable, el gas natural producido es procesado frecuentemente en LNG para transporte al mercado. El LNG es transportado comúnmente por medio de buques tanque especialmente y se almacena y revapopza después en una terminal importante cercana al mercado. El equipo utilizado para licuar, transportar, almacenar y revaporizar el gas natural es por lo general muy costoso; y un proyecto LNG convencional común puede costar desde $5 mil hasta $10 mil millones de dólares, incluyendo costos de desarrollo de campo. Un proyecto LNG "fundamental común" t requiere un recurso de gas natural mínimo de aproximadamente 280 Gm3 (10 TCF) (billón de pies cúbicos) y los clientes de LNG son generalmente grandes instalaciones. Con frecuencia, los recursos de gas natural descubiertos en áreas alejadas son de menos de 280 Gm3 (10 TCF) . Incluso para bases de recurso de gas natural que cumplen el mínimo de 280 Gm3 (10 TCF), los compromisos a muy largo plazo de 20 años o más de todos los involucrados, es decir el proveedor de LNG, el transportista de LNG, y la instalación mayor como cliente se requiere que procesen económicamente, almacenen y transporten el gas natural como LNG. Cuando los clientes LNG potenciales tienen una fuente de gas alternativa, tales como gas entubado, la cadena LNG convencional de suministro frecuentemente no es competitiva a nivel económico. La Figura 1 ilustra esquemáticamente una planta LNG produce LNG a temperaturas de aproximadamente -162°C (-260°F) y presión atmosférica. Una corriente de gas natural común entra a una planta LNG convencional a aproximadamente 4830 kPa (700 psia) hasta aproximadamente 7600 kPa (1100 psia) y las temperaturas desde aproximadamente 21°C (70°F) hasta aproximadamente 38°C (-100°F). Hasta aproximadamente 350,000 caballos de potencia de refrigeración son necesarios para reducir la temperatura del gas natural a la temperatura de salida demasiado baja de aproximadamente -162°C (-260°F) en una planta LNG de dos direcciones convencional. El agua, dióxido de carbono, compuestos que contienen azufre, tales como sulfito de hidrógeno, otros gases ácidos, n-pentano e hidrocarburos más pesados, que incluyen benceno, deben ser eliminados de manera sustancial del gas natural durante el procesamiento LNG convencional, reducir a niveles de partes por millón (ppm) , o estos compuestos se congelarán, provocando problemas de atascamiento en el equipo de proceso. En una planta LNG convencional, el equipo de tratamiento de gas se requiere para remover el dióxido de carbono y los gases ácidos. El equipo de tratamiento de gas usa típicamente un procesó regenerativo de solvente quimico y/o fisico y requiere una inversión de capital importante. Asi mismo, los costos de operación son altos en relación con aquellos para otro equipo en la planta. Los deshidratadores de lecho seco tales pomo los tamices moleculares, se requieren para remover el vapor de agua. La torre de lavado y el equipo de fraccionamiento se usan para remover los hidrocarburos que tienden a provocar problemas de atascamiento. Se remueve también el , mercurio en una planta LNG convencional ya que puede provocar fallas en el equipo construido de aluminio. Además, una gran parte del nitrógeno que puede estar presente en el gas natural es eliminado después del procesamiento ya que el nitrógeno no permanece en la fase liquida durante el transporte de LNG convencional y que tiene vapores de nitrógeno en recipientes LNG en un punto de suministro que es indeseable . Los recipientes, tuberia, y otro equipo utilizado en otra planta LNG convencional se construyen típicamente, por lo menos en parte, a partir de aluminio o acero que contiene níquel (por ejemplo, 9% en peso de níquel), para proporcionar la tenacidad de la fractura necesaria en temperaturas de procesamiento extremadamente bajas. Los materiales costosos con tenacidad a la fractura excelente a bajas temperaturas, que incluyen aluminio y acero que contiene níquel comercial (por ejemplo 9% en peso de níquel), se usan típicamente para contener el LNG en los barcos LNG y las terminales de importación, además de su uso en la planta convencional . Los aceros que tienen niquel utilizados convencionalmente para aplicaciones estructurales a temperatura criogénica, por ejemplo, aceros con contenidos de niquel de más de aproximadamente 3% en peso tienen baja DBTTs (una medida de tenacidad, como se define en la presente) , aunque tienen también resistencias a la tensión relativamente bajas. Típicamente, los aceros comercialmente disponibles con 3.5% en peso de niquel, 5.5% de niquel, y 9% en peso de niquel tiene DBTTs de aproximadamente -100°C (-150°F), -1455°C (-250°F) y menos de 175°C (-280°F) respectivamente, y resistencias a la tensión de hasta aproximadamente 485 MPa (70 ksi), 620 MPa (90 ksi), y 830 MPa (120 ksi), respectivamente. A fin de lograr estas combinaciones de resistencia y tenacidad, esos aceros experimentan generalmente procesamiento costoso, por ejemplo, tratamiento de recocido doble. En el caso de aplicaciones de temperaturas criogénicas, la industria utiliza actualmente estos aceros que contienen niquel comercial debido a su buena tenacidad a bajas temperaturas, aunque deben diseñarse alrededor de sus resistencias a la tensión relativamente bajas. Los diseños requieren generalmente espesores de acero excesivos para aplicaciones de temperatura criogénica que soportan carga. Por tanto, el uso de los aceros que contienen niquel en aplicaciones de temperatura criogénica, que soporta carga, tiende a ser costoso debido al alto costo del acero combinado con los espesores de acero requeridos. Un barco LNG convencional típico utiliza grandes recipientes esféricos, conocidos como esferas Moss, para almacenar el LNG durante el transporte. Esos barcos de manera común tienen un costo de más de aproximadamente $230 millones de dólares cada uno. Un proyecto convencional típico para producir LNG en el Oriente Medio y transportarlo al Lejano Oriente puede requerir de 7 a 8 de esos buques para un costo total de aproximadamente $1.6 hasta $2.0 miles de millones de dólares . Como puede determinarse a partir de la discusión anterior, existe la necesidad de un sistema más económico para procesar, almacenar y transportar LNG a los mercados comerciales para permitir que los recursos de gas remotos compitan de manera más efectiva con suministros de energía alternativos. Además, se necesita un sistema para comercializar recursos de gas natural remotos más pequeños que de otxa manera no serían económicos de desarrollar. Además, un sistema de gasificación y distribución más económico se necesita de manera que LNG puede hacerse económicamente atractivo para los consumidores menores. En consecuencia, los objetos principales de la presente invención son proporcionar un sistema más económico para procesar, almacenar y transportar LNG desde fuentes remotas a mercados comerciales y para reducir sustancialmente el tamaño de umbral tanto de la reserva como del mercado requeridos para hacer un proyecto LNG económicamente viable. Una forma para lograr estos objetos sería procesar el LNG a prensiones y temperaturas superiores de lo que se hace en una planta LNG convencional, es decir, a presiones superiores a la presión atmosférica y temperaturas superiores a -162°C (-260°F) . En tanto que el concepto general de procesamiento, almacenamiento y transporte de LNG a presiones y temperaturas incrementadas se ha discutido en publicaciones industriales, estas publicaciones discuten generalmente la construcción de recipientes de transportación a partir de acero que contiene níquel (por ejemplo, 9% en peso de níquel) o aluminio, ambos que pueden cubrir los requerimientos de diseño aunque son materiales muy costosos. Por ejemplo, en las páginas 162-164 de su libro NATURAL GAS BY SEA The Development of a New Technology, publicado por Witherby & Co . Ltd., primera edición 1979, segunda edición 1993, Roger Ffooks discute la conversión del barco Sigalpha para transportar ya sea MLG (gas licuado de condición media) a 1380 kPa (200 psig) y -115°C (-175°F) , o CNG (gas natural comprimido) procesado a 7935 kPa (1150 psig) y -60°C (-75°F) . El señor Ffooks indica que aunque técnicamente probado ninguno de los dos conceptos encontró compradores "debido" en gran medida al alto costo de almacenamiento. De acuerdo con un documento sobre la materia referido por el señor Ffooks, para el servicio CNG, es decir, a -60°C (-75°F), el objetivo de diseño fue un acero templado y revenido, que se puede soldar, de baja aleación, con buena resistencia (760 MPa) (110 ksi) y buena tenacidad a la fractura en condiciones de operación (ver "A new process for the transportation of natural gas" gas de R. J. Broeker, International LNG Conference, Chicago, 1968). Este documento indica también que una aleación de aluminio fue la aleación de menor costo para el servicio MLG, es decir, a la temperatura mucho menor de -115°C (-175°F) . Así mismo, el señor Ffooks describe en la página 164, el diseño Ocean Phoenix Transport, que funciona a una presión mucha más baja de aproximadamente 414 kPa (60 psig), con tanques que podrían construirse con acero al 9 por ciento de níquel o aleación de aluminio; e indica que, de nuevo, el concepto no parece ofrecer suficientes ventajas técnicas o financieras para ser comercializado. Ver también: (i) Patente Norteamericana 3,298,805, la cual describe el uso de un acero con 9% de contenido de niquel o una aleación de aluminio de alta resistencia para hacer recipientes para transporte de un gas natural comprimido; y (ii) la Patente Norteamericana 4,182,254, que describe tanques de níquel al 9% o acero similar para el transporte de LNG a temperaturas desde -100°C (-148°F) a -140°C (-220°F) y presiones de 4 a 10 atmósferas (es decir, de 407 kPa (59 psia) hasta 1014 kPa (147 psia)); (iii) la Patente Norteamericana 3,232,725, la cual describe la transportación de un gas natural en un estado de fluido individual de fase densa a una temperatura tan baja como -62°C (-80°F) o en algunos casos -68°C (-90°F), y a una presión de por lo menos 345 kPa (50 psi) sobre la presión de punto de ebullición del gas en temperaturas de operación, utilizando recipientes construidos a partir de materiales tales como acero con 1 a 2 por ciento de niquel que han sido templados y revenidos para asegurar una resistencia a la tensión final que se aproxima a 8436 kg/cm2 (120,000 psi); y (iv) "Marine Transportation of LNG at Intermedíate Temperature", CME Marzo 1979, de C . P. Bennett, que describe un estudio de caso de transporte de LNG a una presión de 3.1 MPa (450 psi) y una temperatura de -100°C (-140°F) que utiliza un tanque de almacenamiento construido de un acero 9% Ni o un acero templado y revenido 3 1/2% Ni que tiene paredes de 24.13 cm (9 pulgadas) de espesor. Aunque estos conceptos se describen en publicaciones industriales, hasta donde se sabe, LNG no se almacena, procesa y transporta comercialmente en la actualidad a presiones sustancialmente superiores que la presión atmosférica y temperaturas sustancialmente superiores a -162°C (-260CF) . Esto probablemente se debe al hecho de que un sistema económico para procesar, almacenar, transportar y distribuir LNG a tales presiones y temperaturas, no se ha hecho comercialmente disponible hasta ahora. Por lo tanto, un objeto particular de la presente invención es proporcionar sistemas económicos para distribución con base en tierra vehicular de LNG a presiones y temperaturas sustancialmente incrementadas sobre los sistemas convencionales de LNG. Compatible con los objetos antes mencionados de la presente invención, los sistemas están provistos para distribución con base en tierra vehicular de gas natural licuado y presurizado (PLNG) a una presión en la escala de aproximadamente 1035 kPa (150 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y a una temperatura en la escala de aproximadamente -123°C (-190°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F) . Los sistemas de la invención tienen recipientes y otros componentes que están construidos a partir de materiales que comprenden acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta, que contiene menos del 9% en peso de níquel y que tiene la resistencia y tenacidad a la fractura adecuada para contener el gas natural licuado y presurizado. El acero tiene una resistencia extremadamente alta, por ejemplo, la resistencia a La tensión (como se define en la presente) mayor de 830 MPa (120 ksi) , y una DBTT (como se define en la presente) menor de aproximadamente -73°C (-100°F) . A fin de reducir el costo, el acero contiene preferiblemente menos de alrededor de 7% de niquel, y de manera más preferiblemente menos de aproximadamente 5% de niquel. Adicionalmente, un sistema para procesar y transportar PLNG está provisto. El sistema de la presente invención produce PLNG a presiones en una amplia gama desde aproximadamente 1035 kPa (150 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y a temperaturas en la amplia escala de aproximadamente -123°C (-190°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F), y utiliza los recipientes de esta invención para almacenar y transportar el PLNG.

La presente invención proporciona un sistema para procesar gas natural para producir PLNG, para almacenar PLNG, y para transportar PLNG hacia un sitio de usuario. El sistema de la presente invención incluye: (i) una planta de procesamiento para convertir el gas natural a PLNG con una presión de aproximadamente 1035 kPa (150 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y una temperatura de aproximadamente -123°C (-190°F) hasta aproximadamente -62°C (-80CF), en donde la planta de procesamiento consta esencialmente de (a) instalaciones de recepción para recibir una corriente de gas natural y retirar los hidrocarburos líquidos del gas natural; (b) instalaciones de deshidratación para remover el vapor de agua suficiente a partir del gas natural para evitar la congelación del gas natural a las temperaturas y presiones de PLNG; y (c) instalaciones de licuado para convertir el gas natural a PLNG; (ii) recipientes de almacenamiento construidos a partir de materiales que comprenden un acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que contienen menos de 9% en peso de níquel y que tiene una resistencia a la tensión mayor de 830 MPa (120 ksi) y una DBTT menor de aproximadamente -73°C (-100°F); (iii) la terminal de exportación (a) que incluye recipientes de almacenamiento para almacenar el PLNG y las instalaciones para transferir el PLNG en recipientes de almacenamiento de transportación a bordo de un contenedor de transportación o, opcionalmente, (b) que constan esencialmente de instalaciones para transferir el PLNG en los recipientes de almacenamiento de transportación a bordo de un contenedor de transportación; (iv) contenedores de transportación que incluyen contenedores de almacenamiento para transportación, para transportar el PLNG a una terminal de transportación y, opcionalmente, incluyen equipo de vaporización a bordo para convertir el PLNG a un gas; y (v) terminal de importación (a) que incluye recipientes de almacenamiento de importación (en donde los recipientes de almacenamiento de importación están basados en tierra, o en contenedor flotante o basado en estructura de ultramar) , instalaciones para transferir el PLNG desde los recipientes de almacenamiento de transportación hacia los recipientes de almacenamiento de importación y las instalaciones para vaporizar el PLNG para suministro a tuberías o instalaciones de usuario, o, opcionalmente, (b) constan esencialmente de instalaciones de importación (en donde las instalaciones de importación están con base en tierra, o con base en contenedores flotantes, o con base en estructura fija marítima) , que incluye equipo de vaporización, para recibir el PLNG desde los recipientes de almacenamiento de transportación y para convertir el PLNG a un gas y suministra el gas hacia tuberías o instalaciones de usuario, o, opcionalmente, (c) constan esencialmente de instalaciones para transferir el gas convertido a PLNG mediante el equipo de vaporización a bordo hacia tuberías o instalaciones de usuario en la plataforma o por medio de conexiones de amarre marítimas, tales como los amarres de extremidad individual ( SALMT ." DESCRIPCIÓN DE LOS DIBUJOS Las ventajas de la presente invención se comprenderán mejor mediante referencia a la siguiente descripción detallada y los dibujos anexos en los cuales: La Figura 1 (TÉCNICA ANTERIOR) ilustra esquemáticamente una planta ilustrativa para procesamiento convencional de LNG; la Figura 2 ilustra esquemáticamente una planta ilustrativa para procesamiento de PLNG de acuerdo con la presente invención; la Figura 3A ilustra una vista extrema de un buque ilustrativo para transportar PLNG de acuerdo con la presente invención; la Figura 3B ilustra una vista extrema de un buque ilustrativo para transportar PLNG de acuerdo con la presente invención; la Figura 3C ilustra una vista extrema de un buque ilustrativo para transportar PLNG de acuerdo con la presente invención; la Figura 4A ilustra una vista extrema de un buque ilustrativo para transportar PLNG de acuerdo con la presente invención y que tiene un vaporizador PLNG a bordo; la Figura 4B ilustra una vista lateral de un buque ilustrativo para transportar PLNG de acuerdo con la presente invención y que tiene un vaporizador PLNG a bórdela Figura 4C ilustra una vista superior de un buque ilustrativo para transportar PLNG de acuerdo con la presente invención y que tiene un vaporizador PLNG a bórdela Figura 5A ilustra una gráfica de profundidad de falla crítica, para una longitud de falla dada, con una función de la tenacidad a la fractura CTOD y de la tensión residual; y la Figura 5B ilustra la geometría (longitud y profundidad de una falla) . Aunque se describirá la invención en relación con sus modalidades preferidas, se comprenderá que la invención no está limitada a las mismas. Por el contrario, se pretende que la invención cubra todas las alternativas, modificaciones y equivalentes que puedan incluirse dentro del espíritu y alcance de la invención, como se define mediante las reivindicaciones anexas. Recipientes de Almacenaje PLNG La clave para lograr los recipientes de transportación y planta PLNG de la presente invención son los recipientes de almacenaje para almacenar y transportar el PLNG, que es producido en una presión en el amplio rango de aproximadamente 1035 kPa (150 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y a temperaturas de aproximadamente 5 123°C (-190°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F) . Los recipientes de almacenamiento para el PLNG se construyen a partir de materiales que comprenden un acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que tienen adecuada dflfc resistencia y tenacidad a la fractura para las condiciones de operación del sistema PLNG de la presente invención, incluyendo las presiones y temperaturas . El acero tiene una resistencia a la tensión mayor de 830 MPa (120 ksi), y preferiblemente mayor de alrededor de 860 MPa (125 ksi) y de mayor preferencia alrededor de aproximadamente 900 MPa (130 ksi) . En algunas aplicaciones, un acero que tiene una ^P resistencia a la tensión de más de aproximadamente 930 MPa (135 ksi), preferiblemente mayor de alrededor de 1000 MPa (145 ksi), es preferible. El acero tiene preferiblemente una DBTT menor a aproximadamente -73°C (-100°F) . Adicionalmente, se proporciona un recipiente para almacenar gas natural licuado y presurizado a presión de aproximadamente 1725 kPa (250 psia) hasta aproximadamente 4830 kPa (700 psia) y a una temperatura de alrededor de -112°C (-170°F) hasta aproximadamente -79°C (-110°F), y en donde el recipiente (i) está construido a partir de materiales que comprenden un acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que contiene menos de 9% en peso de niquel y (ii) tiene una adecuada resistencia y tenacidad a la fractura para contener el gas natural licuado y presurizado. Los aceros de baja aleación de resistencia extremadamente alta utilizados para construir los recipientes de acuerdo con esta invención contienen preferiblemente bajas cantidades de aleaciones costosas, tales como niquel. Preferiblemente, el contenido de níquel es menor de 9% en peso, de mayor preferencia menor de aproximadamente 7% en peso, y aún más preferiblemente menos de aproximadamente 5% en peso. De manera más preferible, tales aceros contienen la cantidad mínima de níquel necesaria para proporcionar la tenacidad a la fractura requerida. Preferiblemente, los aceros de baja aleación de resistencia extremadamente alta contienen menos de aproximadamente 3% en peso de níquel, de mayor preferencia menos de aproximadamente 2% en peso de níquel, y aún más preferiblemente menos de aproximadamente 1% en peso de niquel . De preferencia, tales aceros se pueden soldar. Esos aceros de baja aleación de resistencia extremadamente alta facilitan la construcción de recipientes para transportar el PLNG a un costo sustancialmente inferior por libra para el acero que lo que seria posible con las alternativas actualmente disponibles de aluminio o aceros que tienen níquel comercial (por ejemplo, 9% en peso de níquel) . Preferiblemente el acero utilizado para construir los recipientes de almacenamiento de esta invención no están revenidos. Sin embargo, un acero revenido que tiene la resistencia y tenacidad a la fractura necesarias puede utilizarse para construir los recipientes de almacenamiento de esta invención. Como será familiar para aquellos con experiencia en la técnica, la prueba Charpy de muesca en V (CVN) puede utilizarse para el propósito de determinación de la tenacidad a la fractura y el control de fractura en el diseño de recipientes de almacenamiento para transportar fluidos a temperatura criogénica presurizados, tales como PLNG, particularmente a través del uso de la temperatura de transición de dúctil a frágil (DBTT) . La DBTT define dos regímenes de fractura en aceros estructurales. A temperaturas debajo de la DBTT, la falla en la prueba Charpy de muesca en V tiende a ocurrir por la fractura (frágil) de fisura de baja energía, en tanto que a temperatura sobre la DBTT, la falla tiende a ocurrir mediante fracturas dúctiles de alta energía. Los recipientes de transportación y almacenaje que están construidos a partir de aceros soldados para la solicitudes de temperatura criogénica antes mencionado y para otra temperatura criogénica de soporte de carga deben tener DBTTs, como se define mediante la prueba Charpy de muesca en V, debajo de la temperatura de servicio de la estructura a fin de evitar la falla por fragilidad. Dependiendo del diseño, las condiciones de servicio y/o los requerimientos de la sociedad de clasificación aplicable, el desplazamiento de temperatura DBTT requerido puede ser desde 5°C a 30°C (9°F a 5 °F) debajo de la temperatura de servicio. Como será conocido para aquellos con experiencia en la técnica, las condiciones de operación tomadas en consideración en el diseño de recipientes de almacenaje construidos a partir de acero soldado para transportar fluidos criogénicos, tales como PLNG, incluyen entre otras cosas, la presión y temperatura de operación, así como tensiones adicionales que probablemente son impuestas sobre el acero y la soldadura (ver Glosario) . Las mediciones de mecanismos de fractura estándar tales como (i) una intensidad de tensión critica (KIC) , el cual es una medición de la tenacidad a la fractura de deformación plana, y (ii) desplazamiento de abertura de extremo de la grieta (CTOD) , que puede utilizarse para medir la tenacidad de la fractura plástica-elástica ambas de las cuales son conocidas para aquellos con experiencia en la técnica, pueden usarse para determinar la tenacidad a la fractura del acero y las soldaduras. Los códigos industriales generalmente aceptables para el diseño de estructura de acero, por ejemplo, como se presenta en la publicación BSI "Guidance on methods for assessing the acceptability of flaws in fusión welded structures" , referida frecuentemente como "PD 6493 : 1991", pueden utilizarse para determinar los tamaños de falla máxima permisible para el recipiente en base a la tenacidad a la fractura del acero y la soldadura (incluyendo HAZ) y las tensiones impuestas sobre el recipiente. Una persona con experiencia en la técnica puede desarrollar un programa de control de fractura para mitigar la iniciación de la fractura a través de (i) un diseño apropiado del recipiente para reducir al mínimo las tensiones impuestas, (ii) control de calidad de manufactura apropiado para reducir al mínimo los defectos, (iii) control apropiado de las cargas del ciclo de vida y presiones aplicadas al recipiente y (iv) un programa de inspección adecuado para detectar de manera confiable las failas y defectos en el recipiente. Una filosofía de diseño preferida para el sistema de la presente invención es la "falla antes que el derrame", como es conocido para aquellos con experiencia en la técnica. Esas consideraciones son referidas generalmente en la presente como "principios conocidos de mecánica de fractura" . El siguiente es un ejemplo no limitante de aplicación de esos principios de mecanismos de fractura conocidos en un procedimiento para calcular la profundidad de falla critica para una longitud de falla dada para uso en un plan de control de fractura para evitar la iniciación de fractura en un recipiente de acuerdo con la invención. La FIGURA 4B ilustra una falla de longitud de falla 315 y profundidad de falla 310. PD6493 se usa para calcular los valores para la gráfica de tamaño de falla crítica 300 mostrada en la FIGURA 4A en base a las siguientes condiciones de diseño para un contenedor o recipiente a presión: Diámetro de contenedor: 4.57 m (15 pies) Espesor de pared de contenedor: 25.4 mm (1.00 pulgada) Presión de diseño: 3445 kPa (500 psi) Presión circunferencial permisible: 333 MPa (48.3 ksi) Para el propósito de este ejemplo, una longitud de falla de superficie de 100 mm (4 pulgadas), por ejemplo, una falla axial ubicada en una soldadura de costura se asume.

Haciendo referencia ahora a la FIGURA 4A, la gráfica 300 muestra el valor de la profundidad de la falla critica como una función de la tenacidad a la fractura CTOD y de tensión residual, para niveles de tensión residual de 15, 50 y 100 por ciento de límite elástico. Las tensiones residuales pueden generarse debido a la fabricación y soldadura; y PD6493 recomienda el uso de un valor de tensión residual de 100 por ciento del limite elástico en soldadura (incluyendo la soldadura HAZ) a menos que las soldaduras sean aliviadas de la tensión utilizando -técnicas tales como el tratamiento de calor de post soldadura (PWHT) o la liberación de tensión mecánica . Con base a la tenacidad a la fractura CTOD del acero de recipiente de presión en la temperatura de servicio mínima, la fabricación del recipiente puede ajustarse para reducir las tensiones residuales y un programa de inspección puede implementarse (tanto para la inspección inicial como la inspección en servicio) para detectar y medir la fallas para comparación contra el tamaño de falla critico. En este ejemplo, si el acero tiene una tenacidad CTOD de 0.025 mm a la temperatura de servicio mínima (como se midió utilizando muestras de laboratorio) y las tensiones residuales se reducen hasta 15 por ciento de límite elástico del acero, entonces el valor para la profundidad de falla critica es de aproximadamente 4 mm (véase el punto 320 en la FIGURA 5A) . Siguiendo los procedimientos de cálculo similares, más bien conocidos para aquellos con experiencia en la técnica, pueden determinarse las profundidades de falla crítica para varias longitudes de falla así como varias geometrías de falla. Utilizando esta información, un programa de control de calidad y programa de inspección (técnicas, dimensiones de falla detectable, frecuencia) pueden desarrollarse para asegurar que las fallas son detectadas y solucionadas antes de que alcancen la profundidad de falla critica o antes de la aplicación de las cargas de diseño. En base a las correcciones empíricas publicadas entre CVN, KIC y la tenacidad a la fractura CTOD, la tenacidad CTOD de 0.025 mm generalmente se relaciona a un valor CVN de aproximadamente 37 J. Ese ejemplo no está destinado a limitar esta invención en forma alguna. Los recipientes de almacenamiento se construyen preferiblemente a partir de placas discretas de acero de baja aleación de resistencia extremadamente elevada. Las uniones, incluyendo uniones soldadas, de los recipientes de almacenamiento tienen aproximadamente la misma resistencia y tenacidad a la fractura que las placas de acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta. En algunos casos, una reducción de la resistencia en el orden de aproximadamente 5% hasta aproximadamente 10% puede justificarse para ubicaciones de menor tensión dentro del recipiente. Las uniones con las propiedades preferidas pueden hacerse mediante cualesquier técnica de unión capaz de producir el equilibrio requerido de resistencia y tenacidad a la baja temperatura. La técnica de unión ilustrativa se describe en la sección de Ejemplos de la presente. Las técnicas de unión particularmente preferidas incluyen soldadura de arco metálico por gas (GMAW) y soldadura de gas inerte de tungsteno (TIG) para ciertas condiciones de operación (como se describe en la sección de Ejemplos de la presente) , la soldadura de arco sumergido (SAW) , la soldadura de haz electrónico (EB ) , y la soldadura de haz láser (LBW) se pueden utilizar. Plan PLNG Los recipientes de almacenamiento antes descritos hacen viable el método de procesamiento PLNG de esta invención, el cual produce PLNG a una presión en la amplia escala de aproximadamente 1035 kPa (150 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y a una temperatura en la escala desde alrededor de -123°C (-190°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F). Preferiblemente, PLNG se produce y transporta a una presión en la escala de alrededor de 1725 kPa (250 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y a una temperatura en la escala desde alrededor de -112°C (-170°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F) . De manera más preferible, PLNG se produce y transporta a una presión en la escala de aproximadamente 2415 kPa (350 psia) hasta aproximadamente 4830 kPa (700 psia) y a una temperatura en la escala desde alrededor de -101°C (-150°F) hasta aproximadamente -79CC (-110°F) . Incluso de manera más preferible, los extremos inferiores de las escalas dé presión y temperatura para PLNG son de aproximadamente 2760 kPa (400 psia) y aproximadamente -96°C (-140°F) . Dentro de las escalas preferidas, las combinaciones de temperatura y presión ideales son dependientes de la composición del gas natural que se esta licuando y de las consideraciones económicas. Una persona con experiencia en la técnica puede determinar el efecto de los parámetros de composición mediante referencia a publicaciones industriales estándar y/o la ejecución de cálculos de punto de burbuja de equilibrio. Adicionalmente, una persona con experiencia en la técnica puede determinar y analizar el impacto de las diferentes consideraciones económicas haciendo referencia a las publicaciones industriales estándar. Por ejemplo, una consideración económica es que la temperatura de PLNG se vuelve más fría, se incrementan los requerimientos de caballos de potencia de refrigeración; sin embargo, las temperaturas más frías a las presiones incrementadas para PLNG incrementan también la densidad de PLNG y por lo tanto reducen el volumen que debe transportarse. Conforme la temperatura del PLNG se vuelve más caliente, y la presión se incrementa, se requiere más acero en recipientes de almacenamiento y transporte, aunque los costos de refrigeración disminuyen y la planta incrementa la eficiencia. La siguiente descripción se enfoca principalmente en las diferencias ventajosas económicas de un sistema de la presente invención en comparación con un sistema convencional para procesar LNG. La Figura 2 ilustra esquemáticamente una planta de ejemplo para procesar PLNG de acuerdo con la presente invención. Para propósitos de comparación, la Figura 1 ilustra esquemáticamente una planta de ejemplo para procesar LNG convencional. Como se muestra en la Figura 1, una planta ilustrativa para procesar LNG convencional incluye equipo de recepción de gas de alimentación 62, equipo de tratamiento de gas 52, equipo de remoción de mercurio/deshidratación 56, equipo de refrigeración 63, equipo de lavado de alimentación 64, equipo de fraccionamiento 65, equipo de licuado 66, y equipo de expulsión de nitrógeno 54. En tanto que el equipo de licuado de gas natural estándar puede utilizarse satisfactoriamente en una planta de procesamiento para la presente invención, se requieren varias etapas en una "planta LNG convencional que pueden eliminarse, y la energía necesaria para el enfriamiento del gas natural se reduce enormemente. Por tanto, en el proceso PLNG, el gas natural que se consumirla para proporcionar energía en el proceso convencional LNG puede convertirse a PLNG comercializable . Haciendo referencia a la Figura 2, las etapas de procesamiento PLNG incluyen preferiblemente (i) instalaciones de recepción de gas de alimentación 10 para remover los hidrocarburos líquidos, (ii) instalaciones de deshidratación 12, y (iii) instalaciones de licuado 14. Una planta expansora 16 y el tren de fraccionamiento 18 pueden utilizarse para producir los refrigerantes de conformación para uso en las instalaciones de licuado 14. Alternativamente hacia cualquier parte o todos los refrigerantes necesarios para el licuado 14 pueden adquirirse y/o suministrarse a partir de otra fuente. Los procesos de refrigeración bien conocidos se pueden utilizar para lograr la baja temperatura deseada del PLNG. Tales procesos pueden incluir, por ejemplo, un refrigerante individual, un refrigerante de componente múltiple, un ciclo de refrigeración en cascada o combinaciones de estos ciclos. Adicionalmente, las turbinas de expansión se pueden utilizar en el proceso de refrigeración. Comparado con una planta LNG convencional, la reducción extremadamente grande de caballos de potencia de refrigeración necesarios en una planta PLNG de acuerdo con la presente invención resulta en una gran reducción en costos de capital, proporcionalmente costos de operación inferiores y eficiencia y confiabilidad incrementados, mejorando enormemente de esta forma la economía de producción de gas licuado. Una planta para producir PLNG de acuerdo con la presente invención comprende un proceso LNG convencional como sigue. Haciendo referencia a la Figura 1 y Figura 2, ya que las temperaturas de licuefacción en la planta PLNG 8 (Figura 2) son superiores que en la planta LNG convencional 50 (Figura 1) (aquella que produce el LNG convencional a por lo menos -162°C (-260°F) y una presión atmosférica), el equipo de tratamiento de gas 52 (Figura 1) para remoción de componente congelable tal como dióxido de carbono, n-pentano más, y benceno, que se requieren en la planta LNG convencional 50, generalmente no se requieren en la planta PLNG 8 debido a que estos componentes de ocurrencia natural no se congelarán normalmente y provocarán problemas de atascamiento en el equipo de planta PLNG a las temperaturas de operación más calientes. Si de manera inusual grandes cantidades de dióxido de carbono, compuestos que contienen azufre, n-pentano plus, o benceno se presentan en un gas natural por medio de una planta PLNG procesada, de un equipo de tratamiento de gas para remoción de la misma según sea necesario. Adicionalmente, el nitrógeno debe ser retirado en la planta LNG 50 (en la instalación de re-expulsión de nitrógeno 54) debido a que el nitrógeno no permanece en la fase líquida durante el transporte del LNG convencional, ya que está a una presión atmosférica. Cantidades moderadas de nitrógeno en el gas de entrada necesitan removerse en la planta PLNG 8 debido a que el nitrógeno permanecerá en la fase liquida con los hidrocarburos licuados a las presiones y temperaturas de operación del proceso PLNG. Adicionalmente, se retira el mercurio en una planta LNG convencional 50 (en el equipo de remoción de mercurio 56) . Ya que la planta PLNG 8 opera a temperaturas mucho más altas que una planta LNG convencional 50 y, por lo tanto, los materiales de aluminio no necesitan utilizarse en los recipientes, tuberia y otro equipo de la planta PLNG 8, el equipo de remoción de mercurio generalmente no será requerido en la planta PLNG 8. La habilidad para omitir el equipo requerido para tratamiento de gas, expulsión de nitrógeno y remoción de mercurio cuando la composición del gas natural lo permite, proporcionan ventaja técnica y económica significativa. A las presiones y temperaturas preferidas de la presente invención, un acero con 3 1/2% en peso de níquel aproximadamente se puede usar en las áreas de operación más frias de la planta PLNG 8 para las tuberías de proceso y las instalaciones, considerando que el acero de 9% en peso de niquel o aluminio se requiere generalmente para el mismo equipo en una planta LNG convencional 50. Esto proporciona otra reducción de costo importante para la planta PLNG 8 comparada con la planta LNG. Preferiblemente, los aceros de baja aleación, alta resistencia con adecuadas resistencia y tenacidad a la fractura en las condiciones de operación de la planta PLNG 8, se usan para construir la tuberia y componentes asociado (por ejemplo, pestañas, válvulas y accesorios), los contenedores de presión y otro equipo de la planta PLNG 8 a fin de proporcionar la ventaja económica adicional sobre la planta LNG convencional. Haciendo referencia nuevamente a la Figura 1, el LNG producido en una planta LNG convencional 50 se almacena en uno o más recipientes de almacenamiento 51 cerca de una terminal de exportación. Haciendo referencia ahora a la Figura 2, PLNG se produce en una planta PLNG 8 y puede almacenarse en uno o más recipientes de almacenamiento 9, construidos de un acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta de acuerdo con esta invención, en una terminal de exportación cercana. En otra modalidad de esta invención, el PLNG producido encuna planta PLNG 8 puede ser transferido a uno o más recipientes de almacenamiento de transportación 9, construidos de un acero de baja aleación de resistencia extremadamente elevada de acuerdo con esta invención, sobre un contenedor de transportación PLNG como se describe a continuación.. Una planta PLNG, de acuerdo con esta invención, puede utilizarse como una planta de remoción pico para permitir el almacenamiento de gas natural como PLNG. Por ejemplo, una terminal de importación LNG convencional recibe LNG por barco, almacena el LNG, y vaporiza el LNG para suministro a una red de distribución de gas. El LNG almacenado genera vapores ("vaporizaciones") conforme se calienta. Usualmente, la evaporación es retirada del recipiente de almacenamiento LNG y suministrada a la red de distribución de gas con el LNG vaporizado. Durante los periodos de baja demanda de gas, la evaporación puede exceder el volumen de vapores requeridos para suministro a la red. En tales casos, la vaporización es licuada nuevamente y almacenada como LNG hasta que se necesite durante los periodos de alta demanda. Utilizando la presente invención, la evaporación puede licuarse de nuevo a PLNG y almacenarse hasta que sea necesaria durante los periodos de alta demanda.

En otro ejemplo, una compañía que proporciona gas a los consumidores para calentamiento de casas u oficinas obtiene típicamente gas natural extra para distribución a consumidores durante períodos de demanda pico mediante la vaporización de LNG. Utilizando la presente invención, la compañía puede obtener gas natural extra para distribución a consumidores durante períodos de demanda pico mediante vaporización PLNG. El uso de PLNG en las plantas de remoción pico, en vez de LNG, puede ser más económico. Contenedores de Transportación PLNG Los contenedores de transportación PLNG de la presente invención contienen recipientes de almacenamiento construidos a partir de aceros de baja aleación de resistencia extremadamente alta como se describió anteriormente. Los contenedores de transportación PLNG son preferiblemente contenedores marinos, por ejemplo, buque, que son impulsados a través de un cuerpo de agua a partir de una terminal de exportación PLNG hasta una terminal de importación PLNG. El producto PLNG tiene una densidad que es menor que la densidad de LNG convencional. Típicamente, la densidad de producto PLNG es de aproximadamente 75% (o menos) de la densidad de LNG convencional. Por tanto, una flota de buques con una capacidad de carga de volumen total de aproximadamente 125% o más de eso de una flota para un proyecto convencional para transportar LNG convencional se desea para el sistema de la presente invención para transportar la producción incrementada a partir de una planta más eficiente asi como el volumen incrementado debido a la menor densidad. Las Figuras 3A, 3B y 3C ilustran un buque de alta capacidad ilustrativo diseñado para transportar PLNG. Este buque PLNG ilustrativo 30 sostiene cuarenta y ocho contenedores de almacenamiento 32 cilindricos con cabezas hemisféricas o helicoidales. Los recipientes pueden ser también de forma esférica. El número y dimensiones de los recipientes dependen de la resistencia a la tensión real del acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta, de espesor de pared de los recipientes, y la presión de diseño, como es conocido para aquellos con experiencia en la técnica. Los buques PLNG se estima que cuestan menos que los buques LNG convencionales y tienen una capacidad de carga significativamente mayor que la de los buques más grandes que transportan actualmente el LNG convencional. En una modalidad preferida de la presente invención, los recipientes sostienen el PLNG a temperaturas de aproximadamente -101°C (-150°F) hasta aproximadamente -79°C (-110°F), y esto requiere alguna forma de aislamiento. Se pueden utilizar los materiales aislantes industriales comercialmente disponibles en la actualidad con buenas propiedades de aislamiento a la baja temperatura. El diseño de buque PLNG ofrece flexibilidad en las alternativas para cubrir la necesidad de los clientes y reducir al mínimo los costos, como se describe de manera más completa a continuación en la discusión de las terminales de importación. El buque puede diseñarse para una capacidad específica agregando o eliminando recipientes PLNG. Puede diseñarse para carga/descarga de PLNG en un corto período (típicamente 12 horas) o carga/descarga a velocidades más lentas hasta las velocidades de producción de la planta. Si el cliente desea reducir sus costos de importación a un mínimo, el buque PLNG puede diseñarse para incluir un equipo de vaporización a bordo para suministrar el gas directamente al cliente, como se ilustra mediante las Figuras 4A, 4B y 4C. El buque PLNG ilustrativo 40 sostiene cuarenta y cuatro recipientes de almacenamiento 42 y un equipo de vaporización a bordo 44. El buque PLNG ofrece un número de ventajas sobre un buque LNG convencional. Tales ventajas incluyen capacidad de carga sustancialmente mayor, un menor costo, la capacidad para adaptarse más fácilmente a la capacidad de transportación para cubrir las necesidades de los clientes, la habilidad para suministrar PLNG en forma liquida o para vaporizar PLNG a bordo a un gas para suministro, reducción de los costos de bombeo ya que PLNG está a una mayor presión (aproximadamente 2415 kPa (350 psia) hasta aproximadamente 4830 kPa (700 psia) en las condiciones preferidas) en comparación a la presión atmosférica (aproximadamente 100 kPa (14.7 psia)) para LNG convencional, y menor tiempo de construcción ya que los recipientes de almacenamiento y tuberia asociada pueden fabricarse previamente y elevarse en el lugar, reduciendo al mínimo la labor requerida a bordo del buque . Terminales de Exportación e Importación PLNG La terminal de exportación PLNG puede incluir una plataforma, tanques de almacenamiento y bombas de embarque. La terminal de importación PLNG puede incluir una plataforma, tanques de embarque, bombas de embarque y equipo de vaporización. Los recipientes de almacenamiento PLNG en la terminal de exportación y la terminal de importación son preferiblemente construidos a partir de aceros de baja aleación de resistencia extremadamente alta que tiene la resistencia y tenacidad a la fractura adecuadas para las condiciones de operación del sistema PLNG de la presente invención, incluyendo las presiones y temperaturas. Alternativamente, los tanques de almacenamiento pueden eliminarse en la terminal de exportación PLNG y/o la terminal de importación PLNG. En un sistema PLNG con ningún tanque de almacenamiento en la terminal de exportación, el PLNG producido es transferido directamente desde la planta PLNG a los contenedores de almacenamiento de transportación a bordo de un contenedor de transportación PLNG. En un sistema PLNG sin tanques de almacenamiento en la terminal de importación, la terminal de importación consta esencialmente de equipo de vaporización o, alternativamente, cada contenedor de transformación en la flota PLNG tiene equipo de vaporización estándar a bordo para convertir directamente el PLNG a gas de calidad de tuberia. Para el caso donde ni la terminal de exportación PLNG ni la terminal de importación PLNG tienen recipientes de almacenamiento, por ejemplo, dos contenedores de transportación PLNG se agregan a la flota de contenedores de transportación PLNG sobre el número que se requeriría típicamente para suministrar y suministrar el PLNG al mercado utilizando terminales de transportación e importación. Por tanto, en tanto que los otros recipientes de transportación PLNG están en transito, uno de los contenedores de transportación PLNG adicionales es amarrado en la terminal de exportación, ya sea que se esté llenando con o almacenando el PLNG, y los otros contenedores de transportación adicionales se amarran en la terminal de importación que suministra PLNG directamente al mercado. En el caso de vaporizadores sobre los contenedores de transportación, tal amarre puede ser fuera de la costa, tal como un amarre de extremidad de anclaje individual (SALM) .

Esas alternativas son económicamente ventajosas sobre los sistemas LNG convencionales y pueden reducir sustancialmente el costo de las terminales de importación y exportación. EJEMPLOS Ejemplo de Recipientes de Almacenamiento PLNG Como se discutió antes, los recipientes para almacenar y transportar PLNG de acuerdo con la presente invención se pueden construir preferiblemente a partir de placas de aceros de baja aleación de resistencia extremadamente alta que contienen menos de 9% en peso de niquel y que tienen una resistencia a la tensión mayor de 830 MPa (120 ksi) . Cualquier acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que tiene la tenacidad adecuada para contener PLNG en condiciones de operación de acuerdo con los principios conocidos de mecánica de fractura como se explicó antes, se pueden utilizar para construir los recipientes para almacenar y transportar PLNG de esta invención. Preferiblemente, tal acero tiene una DBTT de menos de aproximadamente -73°C (-100°F) . Los recientes avances en la tecnología de elaboración de acero han hecho posible la fabricación de nuevos aceros de baja aleación de resistencia extremadamente alta con tenacidad a temperatura criogénica excelente. Por ejemplo, tres patentes Norteamericanas emitidas para Koo et al., 5, 531,842, 5,545,269 y 5,545,270, describen nuevos aceros y métodos para procesar los mismos para producir placas de acero con resistencias a la tensión de aproximadamente 830 MPa (120 ksi), 965 MPa (140 ksi) y superiores. Los aceros y los métodos de procesamiento descritos en estas se han mejorado y modificado para proporcionar químicas de acero combinadas y procesamiento para fabricación de aceros de baja aleación de resistencia extremadamente alta con excelente tenacidad a la temperatura criogénica en el acero de base y en la zona afectada con calor (HAZ) cuando se suelda. Estos aceros de baja aleación de resistencia extremadamente alta también han mejorado la tenacidad sobre los aceros de baja aleación de resistencia extremadamente alta disponibles a nivel comercial estándares. Los aceros mejorados se describen en una solicitud de patente provisional Norteamericana co-pendiente titulada "ULTRA-HIGH STRENGTH STEELS WITH EXCELLENT CRYOGENIC TEMPERATURE TOUGHNESS", la cual tiene una fecha de prioridad del 19 de diciembre de 1997 y está identificada por la Oficina de Patentes y Marcas de Estados Unidos ("USPTO") como Solicitud Número 60/068194; en una solicitud de patente provisional Norteamericana co-pendiente titulada "ULTRA-HIGH STRENGTH AUSAGED STEELS WITH EXCELLENT CRYOGENIC TEMPERATURE TOUGHNESS" la cual tiene una fecha de prioridad del 19 de diciembre de 1997 y está identificada por la USPTO como Solicitud Número 60/068252; y en una solicitud de patente provisional Norteamericana co-pendiente titulada "ULTRA-HIGH STRENGTH DUAL PHASE STEELS WITH EXCELLENT CRYOGENIC TEMPERATURE TOUGHNESS", la cual tiene una fecha de prioridad del 19 de diciembre de 1997 y está identificada por la USPTO como Solicitud Número 60/068816 (colectivamente, las "Solicitudes de Patente del Acero"). Los nuevos aceros descritos en las Solicitudes de Patente del Acero y descritos adicionalmente en los ejemplos siguientes, son especialmente adecuados para construir los recipientes para almacenar y transportar PLNG de esta invención ya que los aceros tienen las siguientes características, de preferencia para espesores de placa de acero de aproximadamente 2.5 cm (1 pulgada) y superiores: (i) DBTT menor de aproximadamente -73°C (-100°F), preferiblemente menor de aproximadamente -107°C (-160°F), en el acero de base y en la HAZ de soldadura; (ii) resistencia a la tensión mayor de 830 MPa (120 ksi), de preferencia mayor de aproximadamente 860 MPa (125 ksi), y con mayor preferencia aún de más de 900 MPa (130 ksi); (íii) capacidad de soldado superior; (iv) microestructura y propiedades de espesor sustancialmente uniformes; y (v) tenacidad mejorada sobre los aceros de baja aleación, de resistencia extremadamente alta comercialmente disponibles estándares. Incluso de manera más preferible, esos aceros tienen una resistencia a la tensión de más de aproximadamente 930 MPa (135 ksi), o de más de aproximadamente 965 MPa (140 ksi) , o de más de aproximadamente 1000 MPa (145 ksi) . Primer Ejemplo del Acero Como se describió antes, una solicitud de patente provisional Norteamericana co-pendiente que tiene una fecha de prioridad del 19 de diciembre de 1997, titulada "Ultra-High Strength Steels With Excellent Cryogenic Temperature Toughness" , e identificada por la USPTO como Solicitud No. 60/068194, proporciona una descripción de aceros adecuados para uso en la presente invención. Se proporciona un método para preparar una placa de acero de resistencia extremadamente alta que tiene una microestructura que comprende predominantemente martensita en varilla de grado fino revenido, bainita inferior de grano fino revenida, o mezclas de los mismos, en donde el método comprende las etapas de (a) calentar una loza de acero hasta una temperatura de recalentamiento suficientemente alta para (i) homogenizar sustancialmente la loza de acero, (ii) disolver sustancialmente todos los carburos y carbonitruros de niobio y vanadio en la loza de acero, y (iii) establecer los granos de austenita iniciales finos en la loza de acero; (b) reducir la loza de acero para formar la placa de acero en uno o más pasos de rolado en caliente a una primera escala de temperatura en la que se recristaliza la austenita; (c) reducir adicíonalmente la placa de acero en uno o más pasos de rolado en caliente en una segunda escala de temperatura debajo de aproximadamente la temperatura Tnr y por encima de aproximadamente la temperatura de transformación Ar3; (d) templar la placa de acero a una escala de enfriamiento de aproximadamente 10°C por segundo hasta aproximadamente 40°C por segundo hasta una temperatura de terminación de templado debajo de aproximadamente la temperatura de transformación Ms más 200°C (360°F); (e) detener el templado; y (f) revenir la placa de acero a una temperatura de revenido de aproximadamente 400°C (752 °F) hasta aproximadamente la temperatura de transformación Aci, de preferencia hasta, pero sin incluir, la temperatura de transformación Aci, para un periodo suficiente para dar origen a la precipitación de partículas de endurecimiento, es decir una o más de (-cobre, Mo2C, o los carburos y carbonitruros de niobio y vanadio. El periodo suficiente para provocar la precipitación de partículas de endurecimiento depende principalmente del espesor de la placa de acero, la química de la placa de acero, y la temperatura de revenido y puede determinarse por parte de alguien con experiencia en la técnica. (Ver Glosario para definiciones de particular de endurecimiento, de temperatura Tnr, de temperaturas de transformación Ar3, Ms, y Aci, y de MoC) . Para asegurar la tenacidad a temperatura ambiente y criogénica, los aceros de acuerdo con este primer ejemplo de acero preferiblemente tienen una microestructura comprendida predominantemente de bainita inferior de grano fino revenida, martensita en varilla de grado fino revenida o mezclas de los mismos. Es preferible reducir sustancialmente al mínimo la formación de componentes fragilizantes tales como bainita superior, martensita irregular y MA. Como se uso en el primer ejemplo de acero, y en las reivindicaciones, "predominantemente" significa por lo menos aproximadamente 50 por ciento en volumen. Más preferiblemente la microestructura comprende por lo menos aproximadamente 60 por ciento hasta aproximadamente 80 por ciento en volumen de vainita inferior de grano fino revenida, martensita de varilla de grano fino revenida o mezclas de los mismos. De manera aún más preferible, la microestructura comprende por lo menos aproximadamente 90 por ciento en volumen de vainita inferior de grano fino revenida, martensita de varilla de grado fino revenida, o mezclas de las mismas. Más preferiblemente, la microestructura comprende sustancialmente 100% de martensita de varilla de grano fino revenida. Una loza de acero procesada de acuerdo con el primer ejemplo de acero se fabrica de una manera común y, en una modalidad, comprende hierro y los siguientes elementos de aleación, de preferencia en las escalas en peso indicadas en la Tabla 1 a continuación: Tabla I Elementos de Escala (% en peso) Aleación Carbón (C) 0.04-0.12, más preferiblemente 0.04-0.07 Manganeso (Mn) 0.5-2.5, más preferiblemente 1.0-1.8 Niquel (Ni) 1.0-3.0, más preferiblemente 1.5-2.5 Cobre (Cu) 0.1-1.5, más preferiblemente 0.5-1.0 Molibdeno (Mo) 0.1-0.8, más preferiblemente 0.2-0.5 Niobio (Nb) 0.02-0.1, más preferiblemente 0.03-0.05 TTiittaanniioo ((TTii)) 0.008-0.03, más preferiblemente 0.01-0.02 Aluminio (Al) 0.001-0.05, más preferiblemente 0.005-0.03 Nitrógeno (N) 0.002-0.005, más preferiblemente 0.002-0.003 El vanadio (V) se agrega en ocasiones al acero, de preferencia hasta aproximadamente 0.10% en peso, y de manera más preferible aproximadamente 0.02% en peso hasta aproximadamente 0.05% en peso. El cromo (Cr) se agrega en ocasiones al acero, de preferencia hasta aproximadamente 1.0% en peso, y de manera más preferible aproximadamente a 0.2% en peso hasta aproximadamente 0.6% en peso. El silicón (Si) se agrega en ocasiones al acero, de preferencia hasta aproximadamente 0.5% en peso, y de manera más preferible aproximadamente 0.01% en peso hasta aproximadamente 0.05% en peso, y de manera aún más preferible aproximadamente 0.5% en peso hasta aproximadamente 0.1% en peso . El boro (Br) se agrega en ocasiones al acero, de preferencia hasta aproximadamente 0.0020% en peso, y de manera más preferible aproximadamente 0.0006% en peso hasta aproximadamente 0.0010% en peso. El acero contiene preferiblemente por lo menos aproximadamente 1% en peso de niquel. El contenido de niquel del acero puede incrementarse sobre aproximadamente 3% en peso si se desea mejorar el rendimiento después de la soldadura. Cada adición de 1% en peso de níquel se espera que reduzca la DBTT del acero en aproximadamente 10°C (18CF) . El contenido de níquel es preferiblemente menor a 9% en peso, más preferiblemente menor de 6% en peso. El contenido de niquel se reduce al mínimo de manera preferible a fin de reducir al mínimo el costo del acero. Si el contenido de níquel se incrementa sobre aproximadamente 3% en peso, el contenido de manganeso puede disminuirse por debajo de aproximadamente 0.5% en peso hasta debajo de 0.0% en peso. Por lo tanto, en un sentido amplio, hasta aproximadamente 2.5% en peso de manganeso se prefiere. Adicionalmente, los residuos se reducen preferiblemente de manera sustancial en el acero. El contenido de fósforo (P) preferiblemente es menor de aproximadamente 0.01% en peso. El contenido de azufre (S) preferiblemente es menor de aproximadamente 0.004% en peso. El contenido de oxígeno (O) preferiblemente es menor de aproximadamente 0.002% en peso. Un poco en mayor detalle, un acero de acuerdo con el primer ejemplo de acero se prepara formando una loza de la composición deseada como se describe en la presente; el calentamiento calentando la loza a una temperatura desde aproximadamente 955°C hasta aproximadamente 1065°C (1750 °F - 1950°F); rolado en caliente de la loza para formar la placa de acero en uno o más pasos que proporcionan aproximadamente del 30 por ciento hasta aproximadamente el 70 por ciento de reducción en una primera escala de temperatura en la que se recristaliza la austenita, es decir, sobre aproximadamente la temperatura Tnr, y además rolando en caliente la placa de acero en uno o más pasos que proporcionan aproximadamente del 40 por ciento hasta aproximadamente 80 por ciento de reducción en una segunda escala de temperatura por debajo de aproximadamente la temperatura Tnr y sobre aproximadamente la temperatura de transformación Ar3. La placa de acero rolada en caliente es templada después a una velocidad de enfriamiento de aproximadamente 10°C por segundo hasta aproximadamente 40°C por segundo (18°F/seg.- 72°F/ség.) hasta una QST (como se define en el Glosario) a continuación de aproximadamente la temperatura de transformación Ms más 200°C (360°F) en cuyo momento se termina el templado. En una modalidad del primer ejemplo de acero, la placa de acero se enfría con aire a temperatura ambiente. Este procedimiento se usa para producir una microestructura que comprende preferiblemente martensita de varilla de grano fino, vainita inferior de grano fino, o mezclas de las mismas, o de manera más preferible que comprenden sustancialmente 100% de martensita de varilla de grano fino. La martensita templada directa en los aceros de acuerdo con el primer ejemplo de acero tiene una alta resistencia aunque su tenacidad puede mejorarse mediante el revenido a una temperatura adecuada desde aproximadamente 400°C (752°F) hasta aproximadamente la temperatura de transformación Aci- El revenido del acero dentro de esta escala de temperatura conduce también a la reducción de las tensiones de templado, las cuales a su vez conducen a tenacidad mejorada. En tanto que el revenido puede mejorar la tenacidad del acero, normalmente conduce a pérdida de resistencia. En la presente invención, la pérdida de resistencia usual a partir del revenido está desfasada mediante la inducción de endurecimiento por dispersión de precipitado. El endurecimiento por dispersión a partir de precipitados de cobre fino y carburos mezclados y/o carbonitruros se utiliza para optimizar la resistencia y tenacidad durante el revenido de la estructura de martensita. La química única de los aceros del primer ejemplo de acero permiten que el revenido dentro de la escala amplia de aproximadamente 400°C hasta aproximadamente 650°C (750°F -1200°F) sin ninguna pérdida significativa de la resistencia cuando se templó. La placa de acero es revenida a una temperatura de revenido desde aproximadamente 400°C (752°F) hasta menos de la temperatura de transformación ci durante un periodo suficiente par provocar la precipitación de las partículas de endurecimiento (como se define en la presente) . Este procesamiento facilita la transformación de la microestructura de la placa de acero para la martensita de varilla de grano fino predominantemente revenida, la vainita inferior de grano fino revenida o mezclas de las mismas. De nuevo, el periodo suficiente para provocar la precipitación de partículas de endurecimiento depende principalmente del espesor de la placa de acero, la química de la placa de acero y la temperatura de revenido y puede determinarse por parte de alguien con experiencia en la técnica. Segundo Ejemplo del Acero Como se describió antes, una solicitud de patente provisional Norteamericana co-pendiente que tiene una fecha de prioridad del 19 de diciembre de 1997, titulada "Ultra-High Strength Ausaged Steels With Excellent Cryogenic Temperature Toughness" , e identificada por la USPTO como Solicitud No. 60/068252, proporciona una descripción de aceros adecuados para uso en la presente invención. Se proporciona un método para preparar una placa de acero de resistencia extremadamente alta que tiene una microestructura de microlaminado que comprende aproximadamente 2% en volumen hasta aproximadamente 10% en volumen de capas de película de austenita y aproximadamente 90% en volumen hasta aproximadamente 98% en volumen de varillas de martensita predominantemente de grano fino y bainita inferior de grano fino, el método comprende las etapas de: (a) calentar una loza de acero hasta una temperatura de recalentamiento suficientemente alta para (i) homogenizar sustancialmente la loza de acero, (ii) disolver sustancialmente todos los carburos y carbonitruros de niobio y vanadio en la loza de acero, y (iii) establecer los granos de austenita iniciales finos en la loza de acero; (b) reducir la loza de acero para formar la placa de acero en uno o más pasos de rolado en caliente en una primera escala de temperatura en la que se recristaliza la austenita; (c) reducir adicionalmente la placa de acero en uno o más pasos de rolado en caliente en una segunda escala de temperatura debajo de aproximadamente la temperatura Tnr y por encima de aproximadamente la temperatura de transformación Ar3; (d) templar la placa de acero a una velocidad de enfriamiento de aproximadamente 10 °C por segundo hasta aproximadamente 40°C por segundo (18°F/seg. 72°F/seg.) hasta una Temperatura de Finalización de Templado (QST) debajo de aproximadamente la temperatura de transformación Ms más 100°C (180°F) y sobre aproximadamente la temperatura de transformación Ms; y (e) detener el templado. En una modalidad, el método de este segundo ejemplo del acero comprende además la etapa de permitir que la placa de acero se enfríe al aire hasta temperatura ambiente a partir de QST. En otra modalidad, el método de este segundo ejemplo de acero comprende además la etapa de sostener la placa de acero sustancialmente isotérmica en la QST hasta aproximadamente 5 minutos antes de permitir que la placa de acero se enfríe al aire hasta temperatura ambiente. En otra modalidad más, el método de este segundo ejemplo del acero comprende además la etapa de enfriamiento lento de la placa de acero desde la QST a una velocidad inferior a aproximadamente 1.0°C por segundo (1.8°F/seg.) hasta > aproximadamente 5 minutos antes de permitir que la placa de acero se enfrie al aire hasta temperatura ambiente. En otra modalidad más el método de esta invención comprende además la etapa de enfriamiento lento de la placa de acero a partir de QST a una velocidad inferior a aproximadamente 1.0°C por segundo (1.8°F/seg.) por hasta aproximadamente 5 minutos antes de permitir que la placa de acero se enfrie al aire hasta temperatura ambiente. Este procesamiento facilita la transformación de la microestructura de la placa de acero hasta aproximadamente 2% en volumen hasta aproximadamente 10% en volumen de capas de película de austenita y aproximadamente 90% en volumen hasta aproximadamente 98% en volumen de varillas de martensita predominantemente de grano fino y bainita inferior de grano fino. (Ver Glosario para definiciones de temperatura nr^ y de temperaturas de transformación Ar3 y Ms) . Para asegurar la tenacidad a temperatura ambiente y criogénica, las varillas en la microestructura de microlaminado comprenden preferiblemente bainita inferior o martensita predominantemente. Es preferible reducir al mínimo de manera sustancial la formación de componentes fragilizantes tales como bainita superior, martensita irregular y MA. Como se usa en este segundo ejemplo de acero, y en las reivindicaciones, "predominantemente" significa por lo menos aproximadamente 50 por ciento en volumen. El resto de la microestructura puede comprender bainita inferior de grano fino adicional, martensita de grano fino adicional o ferrita. De manera más preferible, la microestructura comprende por lo menos aproximadamente 60 por ciento en volumen hasta aproximadamente 80 por ciento en volumen de bainita inferior o martensita en varilla. De manera incluso más pxeferiblemente, la microestructura comprende por lo menos aproximadamente 90% en volumen de bainita inferior o martensita de varilla. Una loza de acero procesada de acuerdo con este segundo ejemplo de acero se fabrica de una manera acostumbrada y, en una modalidad, comprende hierro y los siguientes elementos de aleación, preferiblemente en las escalas en peso indicadas en la siguiente Tabla II: Tabla II Elementos de Aleación Escala (% en peso) Carbón (C) 0.04-0.12, más preferiblemente 0.04-0.07 Manganeso (Mn) 0.5-2.5, más preferiblemente 1.0-1.8 Níquel (Ni) 1.0-3.0, más preferiblemente 1.5-2.5 Cobre (Cu) 0.1-1.0, más preferiblemente 0.2-0.5 Molibdeno (Mo) 0.1-0.8, más preferiblemente 0.2-0.4 Niobio (Nb) 0.02-0.1, más preferiblemente 0.02-0.05 Titanio (Ti) 0.008-0.03, más preferiblemente 0.01-0.02 Aluminio (Al) 0.001-0.05, más preferiblemente 0.005-0.03 Nitrógeno (N) 0.002-0.005, más preferiblemente 0.002-0.003 El cromo (Cr) se agrega en ocasiones al acero, de preferencia hasta aproximadamente 1.0% en peso, y de mayor preferencia hasta 0.2% en peso hasta aproximadamente 0.6% en peso . El silicio (Si) se agrega en ocasiones al acero, de preferencia hasta aproximadamente 0.5% en peso, de mayor preferencia aproximadamente 0.01% en peso hasta aproximadamente 0.5% en peso, e incluso de manera más preferible aproximadamente 0.05% en peso hasta aproximadamente 0.1% en peso.

El boro (B) se agrega en ocasiones al acero, de preferencia hasta aproximadamente 0.0020% en peso, y de manera más preferible aproximadamente de 0.0006% en peso hasta aproximadamente 0.0010% en peso. El acero contiene preferiblemente por lo menos 1% en peso aproximadamente de niquel. El contenido de níquel del acero puede incrementarse aproximadamente por arriba de 3% en peso si se desea mejorar el rendimiento después de la soldadura. Cada adición de 1% en peso de niquel se espera que reduzca la DBTT del acero en aproximadamente 10 °C (18°F) . El contenido de niquel es preferiblemente menor a 9% en peso, de mayor preferencia menor de aproximadamente 6% en peso. El contenido de níquel se reduce preferiblemente al minimo a fin de reducir también al mínimo el costo del acero. Si el contenido de niquel se incrementa sobre aproximadamente 3% en peso, el contenido de manganeso puede disminuirse por debajo de aproximadamente 0.5% en peso hasta por debajo de 0.0% en peso. Por lo tanto, en un amplio sentido, se prefiere hasta aproximadamente 2.5% en peso de manganeso. Adicionalmente, los residuos se reducen sustancialmente al mínimo de manera preferible en el acero. El contenido de fósforo (P) es preferiblemente menor de aproximadamente 0.01% en peso. El contenido de azufre (S) preferiblemente es menor de aproximadamente 0.004% en peso.

El contenido de oxigeno (0) preferiblemente es menor de aproximadamente 0.002% en peso. En un detalle mayor, un acero de acuerdo con este segundo ejemplo es preparado mediante la formación de una loza de la composición deseada como se describe en la presente; calentando una loza hasta una temperatura de aproximadamente 955°C hasta aproximadamente 1065°C (1750°F -1950°F); rolado en caliente de la loza para formar la placa de acero en uno o más pasos proporcionando aproximadamente de 30 por ciento hasta 70 por ciento de reducción a una primera escala de temperatura en la que la austenita se recristaliza, es decir, aproximadamente por encima de la temperatura Tnr, y el rolado en caliente adicional de la placa de acero en uno o más pasos que proporciona aproximadamente el 40 por ciento hasta el 80 por ciento aproximadamente de reducción en una segunda escala de temperatura debajo de aproximadamente la temperatura Tnr y sobre aproximadamente la temperatura de transformación Ar3. La placa de acero rolada en caliente es templada después a una velocidad de enfriamiento de aproximadamente 10°C por segundo hasta aproximadamente 40°C por segundo (18°F/seg. - 72°F/seg.) hasta una QST adecuada hasta aproximadamente la temperatura de transformación Ms más 100°C (180°F) y sobre aproximadamente la temperatura de transformación Ms en cuyo momento se termina el templado. En una modalidad de este segundo ejemplo del acero, después de que se termina el templado la placa de acero se deja enfriar al aire a temperatura ambiente a partir de QST. En otra modalidad de este segundo ejemplo de acero, después de que se termina el templado la placa de acero se mantiene sustancialmente en forma exotérmica a la QST durante un periodo de tiempo, preferiblemente de hasta aproximadamente 5 minutos, y después se enfría al aire hasta temperatura ambiente. En otra modalidad más, la placa de acero es enfriada lentamente a una velocidad inferior a aquella del enfriamiento al aire, es decir, a una velocidad menor de aproximadamente 1°C por segundo ( 1.8 ° F/seg . ) , de preferencia durante aproximadamente 5 minutos. En otra modalidad más, la placa de acero es enfriada lentamente a partir de Ms a una velocidad menor que aquella del enfriamiento al aire, es decir a una velocidad menor de aproximadamente 1°C por segundo ( 1.8 ° F/seg . ) , de preferencia durante aproximadamente 5 minutos. En por lo menos una modalidad de este segundo ejemplo del acero, la temperatura de transformación de Ms es de aproximadamente 350°C (662°F) y, por lo tanto, la temperatura de transformación Ms más 100°C (180°F) es de aproximadamente 450°C (842°F) . La placa de acero puede sostenerse sustancialmente en forma isotérmica a la QST mediante cualquier medio adecuado, como se conoce por parte de aquellos expertos en la técnica, tal como mediante la colocación de un patrón térmico sobre la placa de acero. La placa de acero puede ser enfriada lentamente después de que se termina el templado a través de cualquier medio adecuado, como lo conocen aquellos con experiencia en la técnica, tal como la colocación de un patrón aislante sobre la placa de acero. Tercer Ejemplo del Acero Como se describió antes, una solicitud de patente provisional Norteamericana co-pendiente que tiene una fecha de prioridad del 19 de diciembre de 1997, titulada "Ultra-High Strength Dual Phase Steels With Excellent Cryogenic Temperature Toughness" , e identificada por la USPTO como Solicitud No. 60/068816, proporciona una descripción de aceros adecuados para uso en la presente invención. Se proporciona un método para preparar una placa de acero de fase doble, de resistencia extremadamente alta que tiene una microestructura que comprende aproximadamente 10% en volumen hasta aproximadamente 40% en volumen de una primera fase de sustancialmente 100% en volumen (es decir sustancial o "esencialmente" puro) de ferrita y aproximadamente 60% en volumen hasta aproximadamente 90% en volumen de una segunda fase de martensita de varilla de grano predominantemente fino, bainita inferior de grano fino, o mezclas de las mismas, en donde el método comprende las etapas de (a) calentar una loza de acero hasta una temperatura de recalentamiento suficientemente alta para (i) sustancialmente homogenizar la loza de acero, (ii) disolver sustancialmente todos los carburos y carbonitruros de niobio y vanadio en la loza de acero, y (iii) establecer los granos de austenita iniciales finos en la loza de acero; (b) reducir la loza de acero para formar la placa de acero en uno o más pasos de rolado en caliente en una primera escala de temperatura en la que se recristaliza la austenita; (c) reducir adicionalmente la placa de acero en uno o más pasos de rolado en caliente a una segunda escala de temperatura debajo de aproximadamente la temperatura Tnr y por arriba de aproximadamente la temperatura de transformación Ar3; (d) reducir adicionalmente la placa de acero en uno o más pasos de rolado en caliente a una tercera escala de temperatura por debajo de aproximadamente la temperatura de transformación Ar3 y por encima de aproximadamente la temperatura de transformación Ari (es decir, la escala de temperatura intercrítica); (e) templar la placa de acero a una escala de velocidad de enfriamiento de aproximadamente 10 °C por segundo hasta aproximadamente 40°C por segundo (18°F/seg. - 72°F/seg.) hasta una Temperatura de Terminación de Templado (QST) preferiblemente debajo de aproximadamente la temperatura de transformación Ms más 200°C (360°F); y (f) detener el templado. En otra modalidad de este tercer ejemplo del acero, la QST es preferiblemente debajo de aproximadamente la temperatura de transformación Ms más 100 °C, y de mayor preferencia debajo de aproximadamente 350 °C por segundo (662°F) . En una modalidad de este tercer ejemplo del acero, la placa de acero se deja enfriar al aire hasta temperatura ambiente después de la etapa (f) . Este procesamiento facilita la transformación de la microestructura de la placa de acero hasta aproximadamente 10% en volumen hasta aproximadamente 40% en volumen de una primera fase de la ferrita y aproximadamente 60% en volumen hasta aproximadamente 90% en volumen de una segunda fase de martensita de varilla de grano predominantemente fino, bainita inferior de grano fino, o mezclas de las mismas. (Ver Glosario para definiciones de temperatura Tnr, y de las temperaturas de transformación Ar3 y An) . Para asegurar la tenacidad a la temperatura ambiente y criogénica, la microestructura de la segunda fase en los aceros de este tercer ejemplo comprende bainita inferior de grano predominantemente fino, martensita de varilla de grano fino o mezclas de las mismas. Es preferible reducir sustancialmente al mínimo la formación de componentes fragilizantes tales como bainita superior, martensita irregular y MA en la segunda fase. Como se utilizó en este tercer ejemplo del acero, y en las reivindicaciones, "predominantemente" significa por lo menos aproximadamente 50 por ciento en volumen. El resto de la microestructura de la segunda fase puede comprender bainita inferior de grano fino adicional, martensita de varilla de grano fino adicional o ferrita. Más preferible, la microestructura de la segunda fase comprende por lo menos aproximadamente 60 por ciento en volumen hasta aproximadamente 80 por ciento en volumen de bainita inferior de grano fino, martensita de varilla de grano fino, o mezclas de las mismas. Incluso de manera más preferiblemente, la microestructura de la segunda fase comprende por lo menos aproximadamente el 90% en volumen de bainita inferior de grano fino, martensita de varilla de grano fino o mezclas de las mismas. Una loza de acero procesada de acuerdo con este tercer ejemplo del acero se fabrica en una forma acostumbrada y, en una modalidad, comprende hierro y los siguientes elementos de aleación, preferiblemente en las escalas de peso indicadas en la siguiente Tabla III: Tabla III Elementos de Aleación Escala (% en peso) Carbón (C) 0.04-0.12, más preferiblemente 0.04-0.07 Manganeso (Mn) 0.5-2.5, más preferiblemente 1.0-1.8 Niquel (Ni) 1.0-3.0, más preferiblemente 1.5-2.5 Niobio (Nb) 0.02-0.1, más preferiblemente 0.02-0.05 Titanio (Ti) 0.008-0.03, más preferiblemente 0.01-0.02 Aluminio (Al) 0.001-0.05, más preferiblemente 0.005-0.03 Nitrógeno (N) 0.002-0.005, más preferiblemente 0.002-0.003 El cromo (Cr) se agrega en ocasiones al acero, preferiblemente hasta aproximadamente 1.0% en peso, y de manera más preferible alrededor 0.2% en peso hasta aproximadamente 0.6% en peso. El molibdeno (Mo) se agrega en ocasiones al acero, de preferencia hasta aproximadamente 0.8% en peso y de manera más preferible hasta aproximadamente 0.1% hasta aproximadamente 0.3% en peso. El silicio (Si) se agrega en ocasiones al acero, de preferencia hasta aproximadamente 0.5% en peso, de manera más preferiblemente aproximadamente 0.01% en peso hasta aproximadamente 0.5% en peso, y de manera más preferible aún, aproximadamente 0.05% en peso hasta aproximadamente 0.1% en peso . El cobre (Cu) , preferiblemente en la escala de aproximadamente 0.1% en peso hasta aproximadamente 1.0% en peso, de manera más preferible en la escala de aproximadamente 0.2% en peso hasta aproximadamente 0.4% en peso se agrega en ocasiones al acero. El boro (B) se agrega en ocasiones al acero, de preferencia hasta aproximadamente 0.0020% en peso, y de manera más preferible aproximadamente de 0.0006% en peso hasta aproximadamente 0.0010% en peso. El acero contiene preferiblemente por lo menos aproximadamente 1% en peso de níquel. El contenido de níquel del acero puede incrementarse aproximadamente por arriba de 3% en peso si se desea mejorar el rendimiento después de la soldadura. Cada adición de 1% en peso de níquel se espera que reduzca la DBTT del acero en .aproximadamente 10°C (18 °F) . El contenido de níquel es preferiblemente menor a 9% en peso, más preferiblemente menor de aproximadamente 6% en peso. El contenido de níquel se reduce preferiblemente al mínimo a fin de reducir también al mínimo el costo del acero. Si el contenido de niquel se incrementa por arriba de aproximadamente 3% en peso, el contenido de manganeso puede disminuirse por debajo de aproximadamente 0.5% en peso descendiendo hasta 0.0% en peso. Por lo tanto, en un amplio sentido, se prefiere que el manganeso esté hasta 2.5% en peso aproximadamente . _ Adicionalmente, los residuos se reducen de manera preferible sustancialmente al mínimo en el acero. El contenido de fósforo (P) preferiblemente es menor de aproximadamente 0.01% en peso. El contenido de azufre (S) preferiblemente es menor de aproximadamente 0.004% en peso. El contenido de oxigeno (O) preferiblemente es menor de aproximadamente 0.002% en peso. En un detalle mayor, el acero de acuerdo con este tercer ejemplo se prepara mediante la formación de una loza de la composición deseada como se describe en la presente; se calienta la loza a una temperatura de aproximadamente 955°C hasta aproximadamente 1065°C (1750 °F - 1950°F); se hace el rolado en caliente de la loza para formar la placa de acero en uno o más pasos que proporcionan aproximadamente el 30 por ciento hasta aproximadamente el 70 por ciento de reducción en una primera escala de temperatura en la que se recristaliza la austenita, es decir, sobre la temperatura Tnr, el rolado adicional de la placa de acero en uno o más pasos que proporciona aproximadamente el 40 por ciento hasta el 80 por ciento aproximadamente de reducción en una segunda escala de temperatura por debajo de la temperatura Tnr y aproximadamente por arriba de la temperatura de transformación Ar3 y la terminación del rolado de la placa de acero en uno o más pasos para proporcionar aproximadamente el 15 por ciento hasta aproximadamente el 50 por ciento de reducción en la escala de temperatura intercritica debajo de la temperatura de transformación Ar3 y por arriba de la temperatura de transformación Ari . La placa de acero rolada en caliente es templada después a una velocidad de enfriamiento de aproximadamente 10°C por segundo hasta aproximadamente 40°C por segundo (18°F/seg. - 72°F/seg.) hasta una Temperatura de Detención de Templado (QST) preferiblemente debajo de la temperatura de transformación Ms más 200°C (360°F), en cuyo momento se termina el templado. En otra modalidad de esta invención, la QST está preferiblemente por debajo de la temperatura de transformación Ms más 100°C (180°F), y más preferiblemente está debajo de 350°C (662°F) aproximadamente. En una modalidad de este tercer ejemplo del acero, la placa de acero se deja enfriar al aire hasta la temperatura ambiente después de que se terminó el templado. Los aceros del tercer ejemplo anterior, ya que Ni es un elemento de aleación costoso, el contenido de Ni del acero es preferiblemente menor de aproximadamente 3.0% en peso, de manera más preferible menor de 2.5% en peso, de manera más preferible menor de 2.0% en peso, y de manera aún más preferible menor de alrededor 1.8% en peso, para reducir sustancialmente al mínimo el costo del acero. Otros aceros adecuados para el uso en relación con la presente están descritos en otras publicaciones que describen aceros de baja aleación de resistencia extremadamente alta que contiene aproximadamente 1% de niquel, que tienen resistencias a la tensión superiores a 830 MPa (120 ksi), y que tienen excelente tenacidad a baja temperatura. Por ejemplo, tales aceros se describen en la Solicitud de Patente Europea publicada el 5 de febrero de 1997 y que tiene el número de solicitud Internacional PCT/JP96/00157 y el número de publicación Internacional WO 96/23909 (08.08 1996 Ga_zette 1996/36) (tales aceros tiene preferiblemente un contenido de cobre de 0.1% en peso hasta 1.2% en peso), y en una solicitud de patente provisional Norteamericana pendiente con una fecha de prioridad del 28 de julio de 1997, titulada "Ultra-High Strength, Weldable Steels with Excellent Ultra-Low Temperature Toughness", e identificada por la USPTO como la Solicitud No. 60/053915. Para cualquiera de los aceros antes referidos, como lo comprenden aquellos con experiencia en la técnica, y como se usa en la presente "reducción porcentual en espesor" se refiere a la reducción porcentual en el espesor de la loza de acero o placa antes de la reducción referida. Para los propósitos de explicación solamente, sin limitar de esta manera la invención, una placa de acero de aproximadamente 25.4 cm (10 pulgadas) de espesor puede reducirse aproximadamente 50% (una reducción de 50 por ciento) , en una primera escala de temperatura, hasta un espesor de aproximadamente 12.7 cm (5 pulgadas) y reduciéndose después aproximadamente 80% (una reducción de 80 por ciento) , en una segunda escala de temperatura, hasta un espesor de aproximadamente 2.5 cm (1 pulgada) . De nuevo, solamente para propósitos de explicación, sin limitar de esta manera la invención, una loza de acero de aproximadamente 25.4 cm (10 pulgadas) puede reducirse aproximadamente el 30% (una reducción de 30 por ciento) , en una primera escala de temperatura, hasta un espesor de aproximadamente 17.8cm (7 pulgadas) reduciéndose después aproximadamente el 80% (una reducción del 80 por ciento) en una segunda escala de temperatura, a un espesor de aproximadamente 3.6 cm (1.4 pulgadas), y se reduce después aproximadamente el 30% (una reducción del 30 por ciento) , a una tercera escala de temperatura, hasta un espesor de aproximadamente 2.5 cm (1 pulgada) . Como se usa en la presente, "loza" significa una pieza de acero que tiene cualesquiera dimensiones. Para cualquiera de los aceros antes referidos, como lo comprenden aquellos con experiencia en la técnica, la loza de acero es recalentada preferiblemente a través de medios adecuados para elevar la temperatura sustancialmente de toda la loza, de preferencia la loza completa, hasta la temperatura de recalentamiento deseada, por ejemplo, colocando la loza en un horno durante un periodo. La temperatura de recalentamiento especifica que debe utilizarse para cualquiera de las composiciones de acero antes referidas puede ser determinada fácilmente por una persona con experiencia en la técnica, ya sea mediante experimento o mediante cálculo utilizando modelos adecuados . Adicionalmente, la temperatura del horno y el tiempo de recalentamiento necesarios para elevar la temperatura sustancialmente de toda la placa, de preferencia la placa completa, hasta la temperatura de recalentamiento deseada pueden determinarse fácilmente por parte de una persona con experiencia en la técnica mediante referencia a publicaciones industriales estándar.

Para cualquiera de los aceros antes referidos, como lo comprenden aquelios con experiencia en la técnica, la temperatura que define el límite entre la escala de recristalización y la escala sin recristalización, la temperatura Tnr depende de la química del acero, y de manera más particular, de la temperatura de recalentamiento antes del rolado, la concentración de carbono, la concentración de niobio y la cantidad de reducción dada en los pasos de rolado. Las personas experimentadas en la técnica pueden determinar esta temperatura para cada composición de acero ya sea mediante experimento o mediante cálculo de modelo. De igual manera, las temperaturas de transformación Aci, Ari, Ar3, y Ms referidas en la presente pueden determinarse mediante personas experimentadas en la técnica para cada composición de acero ya sea mediante experimento o mediante cálculo de modelo. Cualesquiera de los aceros antes referidos, como lo comprenderán aquellos con experiencia en la técnica, excepto para la temperatura de recalentamiento, que aplica sustancialmente a toda la loza, las temperaturas subsecuentes referidas en la descripción de los métodos de procesamiento de esta invención son temperaturas medidas en la superficie del acero. La temperatura de la superficie del acero puede medirse mediante el uso de un pirómetro óptico, por ejemplo, o mediante cualquier otro dispositivo adecuado para medir la temperatura de superficie del acero. Las velocidades de enfriamiento referidas en la presente son aquellas en el centro, o sustancialmente en el centro del espesor de la placa; y la Temperatura de Terminación de Templado (QST) es la más alta, o sustancialmente la temperatura más alta alcanzada en la superficie de la placa, después de que termine el templado, debido a que el calor transmitido desde el espesor medio de la placa. Por ejemplo, durante el procesamiento de los calores experimentados de una composición de acero de acuerdo con los ejemplos proporcionados en la presente, un termopar se coloca en el centro, o sustancialmente en el centro del espesor de la placa de acero para medición de la temperatura central, en tanto que la temperatura de superficie se mide mediante el uso de un pirómetro óptico. Una correlación entre la temperatura central y la temperatura de superficie se desarrolla para usarla durante el procesamiento subsecuente de la misma, o sustancialmente la misma, composición de acero, de manera que la temperatura central puede ser determinada por medio de la medición directa de la temperatura de superficie. Asi mismo, la temperatura requerida y la velocidad de flujo del fluido de templado para lograr la velocidad de enfriamiento acelerado deseada puede determinarse por parte de alguien con experiencia en la técnica para referencia a publicaciones industriales estándar. Una persona con experiencia en la técnica tiene el conocimiento requerido y la habilidad para utilizar la información proporcionada en la presente para producir placas de acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que tienen la resistencia y tenacidad adecuadas para el uso en la construcción de recipientes y otros componentes de la presente invención. Otros aceros adecuados pueden existir o ser desarrollados a partir de la presente. Todos esos aceros están dentro del alcance de la presente invención. Una persona con experiencia en la técnica tiene el conocimiento requerido y la habilidad para utilizar la información proporcionada en la presente para producir placas de acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que tienen espesores modificados, en comparación con los espesores de las placas de acero producidas de acuerdo con los ejemplos proporcionados en la presente, en tanto que se producen aún placas de acero que tienen resistencia adecuada y tenacidad de temperatura criogénica adecuada para uso en el sistema de la presente invención. Por ejemplo, alguien con experiencia en la técnica puede utilizar la información proporcionada en la presente para producir una placa de acero con un espesor de aproximadamente 2.54 cm (1 pulgada) y una alta resistencia y tenacidad de temperatura criogénica adecuada para uso en la construcción de un recipientes de almacenaje de la presente invención. Otros aceros adecuados pueden existir o ser desarrollados a partir de la presente. Todos esos aceros están dentro del alcance de la presente invención. Los recipientes construidos a partir de cualquier acero de baja aleación de alta resistencia como se describe en la presente, tal como cualquiera de los aceros descritos en estos Ejemplos, están dimensionados de acuerdo con la necesidades del proyecto PLNG en el que los recipientes se utilizarán. Una persona con experiencia en la técnica puede usar prácticas de ingeniería -estándar y las referencias disponibles en la industria para determinar las dimensiones necesarias, espesor de pared, etc. para los recipientes. Cuando se usa un acero de fase doble en la construcción de recipientes de acuerdo con esta invención, el acero de fase doble es procesado preferiblemente de tal manera que el periodo durante el cual el acero se mantiene en la escala de temperatura intercrítica para el propósito de creación de una estructura de fase doble ocurre antes del enfriamiento acelerado o la etapa de templado. Preferiblemente, el procesamiento es tal que la estructura de fase doble se forma durante el enfriamiento del acero entre la temperatura de transformación Ar3 hasta aproximadamente la temperatura de transformación Ari. Una preferencia adicional para los aceros utilizados en la construcción de recipientes de acuerdo con esta invención es que el acero tenga una resistencia a la tensión mayor de 830 MPa (120 ksi), y una DBTT inferior de aproximadamente -73°C (-100°F) a la terminación del enfriamiento acelerado o la etapa de templado, es decir, sin cualquier procesamiento adicional que requiera el recalentamiento del acero tal como el revenido. Más preferiblemente la resistencia a la tensión del acero a la terminación del templado o la etapa de enfriamiento es mayor de aproximadamente 860 MPa (125 ksi) y más preferiblemente mayor de aproximadamente 900 MPa (130 ksi) . En algunas aplicaciones, un acero que tiene una resistencia a la tensión de más de aproximadamente 930 MPa (135 ksi), o mayor de aproximadamente 965 MPa (140 ksi) o mayor de aproximadamente 1000 MPa (145 ksi), a la terminación del templado o la etapa de enfriamiento es preferible. Para recipientes que requieren flexión del acero, por ejemplo, en una forma cilindrica, el acero es flexionado preferiblemente en la forma deseada a temperatura ambiente a fin de evitar la afectación nociva de la excelente tenacidad a la temperatura criogénica del acero. Si el acero debe ser calentado para lograr la forma deseada después de la flexión, el acero se calienta preferiblemente a una temperatura no mayor de aproximadamente 600°C (1112°F) a fin de conservar los efectos benéficos de la microestructura de acero como se describió antes . Las variables deseadas para un recipiente PLNG, por ejemplo, tamaño, geometría, espesor de material, etc., dependen de las condiciones de operación tal como la presión interna, temperaturas de operación, etc., como es común para aquellos con experiencia en la técnica. Para los diseños de baja temperatura de mayor demanda, la DBTT del acero y la soldaduras son muy importantes. Para los diseños con temperaturas de operación de alguna manera superior, la tenacidad es un asunto importante, aunque los requerimientos de DBTT igualmente son menos demandantes. Por ejemplo, cuando la temperatura se incrementa, la DBTT también se incrementará . A fin de construir los recipientes para el uso en la presente invención, un método de unión adecuado de las placas de acero es requerido. Cualquier método de unión que proporcione uniones con resistencia y tenacidad a la fractura adecuadas para la presente invención, como se describió antes, se considera que es adecuado. De preferencia, un método de soldadura adecuado para proporcionar la resistencia y tenacidad a la fractura adecuadas para contener el gas natural licuado y presurizado que es utilizado para construir recipientes de la presente invención. Tal método de soldadura incluye preferiblemente un alambre consumible adecuado, un gas consumible adecuado, un proceso de soldadura adecuado y un procedimiento de soldado adecuado. Por ejemplo, la soldadura de arco metálico de gas (GMAW) y la soldadura de gas inerte de tungsteno (TIG) , que son conocidas en la industria de fabricación del acero, pueden usarse para unir las placas de acero, proporcionando que se use una combinación de gas-alambre consumible adecuado. En un primer ejemplo del método de soldadura, la soldadura de arco metálico de gas (GMAW) se usa para producir una química de metal soldado que comprende hierro y aproximadamente 0.07% en peso de carbono, aproximadamente 2.05% en peso de manganeso, aproximadamente 0.32% en peso de silicio, aproximadamente 2.20% en peso de niquel, aproximadamente 0.45% en peso de cromo, aproximadamente 0.56% en peso de molibdeno, menos de aproximadamente 110 ppm de fósforo y menos de aproximadamente 50 ppm de azufre. La soldadura se hace sobre un acero, tal como cualquiera de los aceros antes descritos, utilizando un gas de blindaje en base a argón con menos de aproximadamente 1% en peso de oxígeno. La entrada de calor de soldadura está en la escala de aproximadamente 0.3 kJ/mm hasta aproximadamente 1.5 kJ/mm (7.6 kJ/pulgada a 38 kJ/pulgada) . La soldadura por este método proporciona una soldadura que tiene una resistencia a la tensión superior a aproximadamente 900 MPa (130 ksi), de preferencia, mayor de aproximadamente 930 MPa (135 ksi), más preferiblemente mayor de aproximadamente 965 MPa (140 ksi), e incluso de manera más preferible de por lo menos aproximadamente 1000 MPa (145 ksi) . Además, la soldadura mediante este método proporciona un metal soldado con una DBTT por debajo de aproximadamente -73°C (-100°F), preferiblemente por debajo de aproximadamente -96°C (-140°F), más preferiblemente por debajo de aproximadamente -106°C (-160°F) e incluso de manera más preferible por debajo de aproximadamente -115°C (-175°F) . En otro ejemplo del método de soldadura, se usa el proceso GMAW para producir una química de metal soldado que comprende hierro y aproximadamente 0.10% en peso de carbón, (de preferencia menos de aproximadamente 0.10% en peso de carbón, de mayor preferencia desde aproximadamente 0.07 hasta aproximadamente 0.08% en peso de carbón), aproximadamente 1.60% en peso de manganeso, aproximadamente 0.25% en peso de silicio, aproximadamente 1.87% en peso de níquel, aproximadamente 0.87% en peso de cromo, aproximadamente 0.51% en peso de molibdeno, menos de aproximadamente 75 ppm de fósforo y menos de aproximadamente 110 ppm de azufre. La entrada de calor de soldadura está en la escala de aproximadamente 0.3 kJ/mm hasta aproximadamente 1.5 kJ/mm (7.6 kJ/pulgada a 38 kJ/pulgada) y un precalentamiento de aproximadamente 100°C se emplea (212°F) . La soldadura se hace sobre un acero, tal como cualquiera de los aceros antes descritos utilizando un gas de blindaje en base a argón, con menos de aproximadamente 1% en peso de oxígeno. La soldadura a través de este método proporciona una soldadura que tiene una resistencia a la tensión mayor que aproximadamente 900 MPa (130 ksi), de preferencia mayor de aproximadamente 930 MPa (135 ksi) , de mayor preferencia mayor de aproximadamente 965 MPa (140 ksi), e incluso más preferiblemente de por lo menos aproximadamente 1000 MPa (145 ksi) . Además, la soldadura mediante este método proporciona un método al soldado con una DBTT por debajo de aproximadamente -73°C (-100°F), preferiblemente por debajo de aproximadamente -96°C (-140°F), más preferiblemente por debajo de aproximadamente -106°C (-160°F) e incluso de manera más preferible por debajo de aproximadamente -115°C (-175°F). En otro ejemplo el método de soldadura, se usa el proceso de soldadura de gas inerte de tungsteno (TIG) para producir una química de metal soldado que contiene hierro y aproximadamente 0.07% en peso de carbón, (de preferencia menos de aproximadamente 0.07% en peso de carbón), aproximadamente 1.80% en peso de manganeso, aproximadamente 0.20% en peso de silicio, aproximadamente 4.00% en peso de niquel, aproximadamente 0.5% en peso de cromo, aproximadamente 0.40 en peso de molibdeno, aproximadamente 0.02% en peso de cobre, aproximadamente 0.02% de aluminio, aproximadamente 0.010% en peso de titanio, aproximadamente 0.015% en peso de circonio (Zr) , menos de aproximadamente 50 ppm de fósforo y menos de aproximadamente 30 ppm de azufre. La entrada de calor de soldadura está en la escala de aproximadamente 0.3 kJ/mm hasta aproximadamente 1.5 kJ/mm (7.6 kJ/pulgada a 38 kiT/pulgada) y se usa un calentamiento de aproximadamente 100°C (212°F) se emplea. La soldadura se hace sobre un acero, tal como cualquiera de los aceros antes descritos utilizando un gas de blindaje en base a argón, con menos de aproximadamente 1% en peso de oxígeno. La soldadura mediante este método proporciona una soldadura que tiene una resistencia a la tensión superior a aproximadamente 900 MPa (130 ksi), de preferencia mayor de aproximadamente 930 MPa (135 ksi), de mayor preferencia mayor de aproximadamente 965 MPa (140 ksi) , e incluso más preferiblemente de lo menos aproximadamente 1000 MPa (145 ksi) . Además, la soldadura mediante este método proporciona un metal soldado con una DBTT por debajo de aproximadamente -73°C (-100°F) , preferiblemente menor de aproximadamente -96°C (-140CF), más preferiblemente por debajo de -106°C (-160°F) aproximadamente, y aún de manera más preferible por debajo de aproximadamente -115°C (-175°F) . Las químicas de metal soldado similares a aquellas mencionadas en los ejemplos pueden hacerse utilizando cualquiera de los procesos de soldadura GMAW o TIG. Sin embargo, las soldaduras TIG son anticipadas por tener menor contenido de impureza y una microestructura más altamente refinada que las soldaduras GMAW, y mejorando por lo tanto la tenacidad a baja temperatura. En una modalidad de esta invención, se usa la soldadura de arco sumergido (SAW) como una técnica de unión. Una descripción detallada acerca de SAW se puede encontrar en el Capítulo 6 del Welding Handbook, Volumen 2, Procesos de Soldadura, 8a ed., American Welding Society, páginas 191-232 (1995) . La soldadura de arco sumergido (SAW) es una técnica que se usa frecuentemente por su ventaja de alta velocidad de deposición de metal. Puede ser más económica para ciertas aplicaciones debido a que puede aplicarse más material de soldadura por unidad de tiempo que para otras técnicas de soldadura. Una desventaja potencial de SAW, cuando se usa para unión de aceros ferriticos para aplicaciones a baja temperatura, es la tenacidad insuficiente o variable. La tenacidad baja puede ser causada por factores tales como el tamaño de grano grande y/o mayor que el contenido de inclusión deseado. El tamaño de_ grano grande se crea por el alto aspecto de entrada de calor de SAW el cual también es la característica que permite la alta velocidad de deposición. Otro problema potencial con SAW se aplica al acero de alta resistencia sensible al calor, es el suavizado HAZ. La característica de entrada de calor elevada de SAW provoca el suavizado más extensivo en el HAZ en comparación a la soldadura de arco metálico de gas (GMAW) o la soldadura de gas inerte de tungsteno (TIG) . Para algunos diseños de recipiente PLNG, la técnica SAW puede ser adecuada. La decisión de utilizar SAW se basará principalmente en un equilibrio de la economía (velocidad de deposición de soldadura) contra la obtención de las propiedades mecánicas adecuadas. Es posible adaptar un procedimiento de soldadura especifico SAW para un diseño de recipiente PLNG particular. Por ejemplo, si se desea limitar el suavizado HAZ y reducir el tamaño de grano metálico de soldadura, puede desarrollarse un procedimiento SAW que utiliza una entrada de calor intermedia. En vez de permitir las altas velocidades de deposición en entradas de calor de aproximadamente 4 kJ/mm (100 kJ/pulgada) , las entradas de calor en la escala de aproximadamente 2 kJ/mm hasta aproximadamente 4 kJ/mm (50 kJ/pulgada a 100 kJ/pulgada) deben utilizarse. A valores inferiores que esta escala intermedia, SAW se volvería de igual manera poco deseable como el GMAW o la soldadura TIG. SAW también puede utilizarse con un metal de soldadura austenítica. La tenacidad a la soldadura es de alguna manera más fácil de lograr debido a la alta ductibilidad de la austenita cúbica de cara centrada. Una desventaja de una soldadura austenítica consumible es el costo que es mayor para la mayoría de los consumibles ferriticos . El material austenítico contiene significativas cantidades de aleaciones costosas como Cr y Ni. Sin embargo, esto puede ser posible para un diseño de recipiente PLNG particular, destazar el costo de consumible austenitico con la mayor velocidad de deposición permitida por SAW. En otra modalidad de esta invención, la soldadura de haz electrónico (EBW) se usa como una técnica de unión. Como una discusión detallada acerca de EBW puede encontrarse en el Capítulo 21 del Welding Handbook, Volumen 2, Procesos de Soldadura, 8a ed., American Welding Society, páginas 672-713 (1995). Severas características inherentes de EBW son particularmente adecuadas para el uso en condiciones de servicio que requieren alta resistencia y tenacidad a baja temperatura. Un problema que se relaciona con la soldadura de los aceros de más alta resistencia, es decir, los aceros que tienen resistencias elásticas mayores de aproximadamente 550 MPa (80 ksi), es el suavizado del metal en la zona afectada por el calor (HAZ) que resulta a partir de muchos procesos de soldadura convencionales tal como la soldadura de arco metálico blindado (SMAW) , soldadura de arco sumergido (SAW) , o cualquiera de los procesos protegidos por gas, tales como soldadura de arco metálico de gas (GMAW) . El HAZ puede experimentar la transformación de fase local o el recocido durante los ciclos térmicos inducidos por soldadura, conduciendo a un 15 por ciento o más, aproximadamente de suavizado del HAZ en comparación con el metal de base antes de la exposición al calor de soldadura. En tanto que los aceros de alta resistencia se han producido con limites elásticos de 830 MPA (120 ksi) o superiores, muchos de esos aceros no cubxen los requerimientos de capacidad de soldadura necesarios para servicio a temperatura extrema baja, tales como aquellos requeridos para tuberías y contenedores de presión para uso en los procesos descritos y reivindicados en la presente. Tales materiales tienen típicamente un Pcm relativamente alto (un término bien conocido en la industria para expresar la capacidad de soldadura) , generalmente mayor de aproximadamente 0.30, y en ocasiones sobre 0.35. EBW reduce algunos de los problemas que resultan a partir de las técnicas de soldadura convencional, tales como SMAW y SAW. La entrada de calor total es significativamente menor que los procesos de soldadura con- arco. Esta reducción en la entrada de calor reduce la alteración de muchas propiedades de las placas de acero durante los procesos de unión. En muchos casos, EBW produce una unión de soldadura que es más fuerte y/o más resistencia a la fractura frágil en servicios a baja temperatura que las uniones similares por soldadura con arco.

EBW, cuando se compara la soldadura con arco de la misma unión, resulta en una reducción de tensiones residuales, ancho HAZ, y distorción mecánica de la unión, junto con una mejora potencial en la tenacidad de HAZ. La densidad de alta energía de EBW también facilita la soldadura de paso individual, reduciendo también al mínimo el tiempo que el metal de base de las capas de acero que está expuesto a temperaturas elevadas durante por procesos de unión. Esas características de EBW son importantes para reducir al mínimo los efectos nocivos de la soldadura en aleaciones sensibles al calor. Además, los sistemas EBW utilizan presión reducida o en condiciones de soldadura al alto vacio resultan en un ambiente de alta pureza que reduce la 'contaminación de la soldadura. La reducción de impurezas en la unión soldada por haz electrónico resulta en tenacidad del metal de soldadura mejorada producida mediante la reducción de la cantidad de elementos e inclusiones intersticiales . EBW es también extremadamente flexible en que un gran número de variables de control de proceso pueden controlarse independientemente (por ejemplo, nivel de vacio, distancia de trabajo, voltaje de aceleración, corriente de haz, velocidad de desplazamiento, tamaño de punto de haz, deflección del haz, etc.) . Asumiendo un adecuado montaje de unión, no se requiere material de relleno para EBW resultando por tanto en una unión soldada de metalurgia homogénea. Sin embargo, pueden utilizarse chapas de material de relleno para alterar intencionalmente la metalurgia de la unión EBW y mejorar las propiedades mecánicas. Las combinaciones estratégicas de parámetros de haz y el uso/omisión de chapas de relleno permite adaptar la microestructura metálica de soldadura para producir la combinación deseada de resistencia y tenacidad. La combinación general de las excelentes propiedades mecánicas y las bajas tensiones residuales permiten también la eliminación del tratamiento térmico de post soldadura en muchos casos, incluso cuando el espesor de las placas unidas es de 2.54 a 5.08 cm (una o dos pulgadas) o más . EBW puede conducirse a alto vacío (HV) , mediano vacio (MV) , o sin vacío (NV) . Los sistemas HV-EBW producen soldaduras con un mínimo de impurezas. Sin embargo, las condiciones de alto vacio pueden provocar pérdidas de los elementos volátiles críticos (por ejemplo, cromo y manganeso) cuando el metal está en el estado fundido. Dependiendo de la composición del acero que se va a soldar, la pérdida de una porción de ciertos elementos puede impactar el rendimiento mecánico de la soldadura. Además, esos sistemas tienden a ser grandes e incómodos, y difíciles de utilizar. Los sistemas NV-EBW son mecánicamente complicados, más compactos y en general más fáciles de utilizar. Sin embargo, el procesamiento NV-EBW está más limitado en su aplicación en que el haz tiende a difundirse, disiparse y se vuelve menos enfocado y menos efectivo cuando se expone al aire. Esto tiende a limitar el espesor de las placas que pueden soldarse en un solo paso. NV-EBW es también más susceptible a las impurezas de soldadura que pueden resultar en soldaduras con menor resistencia y tenacidad que EBW a un mayor vacio. Por lo tanto, MV-EBW es la opción preferida para construcción de los recipientes de la invención reclamada. MV-EBW ofrece el mejor equilibrio de rendimiento y calidad de soldadura. En otra modalidad de esta invención, la soldadura de haz láser (LBW) se usa como una técnica de unión. Una discusión detallada acerca de LBW puede encontrarse en el Capitulo 22 del Welding Handbook, Volumen 2, Procesos de Soldadura, 8a ed., American Welding Society, páginas 714-738 (1995) . LBW ofrece muchas de las mismas ventajas que EBW, aunque está más limitada en la aplicación ya que la EBW actualmente disponible es susceptible a soldaduras de un solo paso en una gama más amplia de espesores de placa. Una persona con experiencia en la técnica tiene el conocimiento y habilidad de requisito par utilizar la información provista en la presente para soldar placas de acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta para producir uniones que tienen resistencia y tenacidad ala fractura adecuadamente altas para uso en la construcción de recipientes y otros componentes de la presente invención. Otros métodos de unión o soldadura pueden existir o ser desarrollados a partir de la presente. Todos los métodos de soldadura o unión están dentro del alcance de la presente invención.

Glosario de términos : Temperatura de transformación Aci: la temperatura a la que la austenita empieza a formarse durante el calentamiento; Temperatura de transformación Ac3: la temperatura a la que la transformación de ferrita a austenita se completa durante el calentamiento; Temperatura de transformación Ari: la temperatura a la cual la transformación de austenita a ferrita o para la ferrita más la cementita se completa durante el enfriamiento; Temperatura de transformación Ar3: la temperatura a la cual la austenita empieza a transformarse a ferrita durante el enfriamiento; temperatura criogénica: y temperatura inferior a aproximadamente -40°C (-40°F) CTOD: desplazamiento de abertura de extremo de grieta; CVN: muesca Charpy en V DBTT (Dúctil a la Temperatura de delinea los dos regímenes de Transición de Fragilidad) : fractura en aceros estructurales; a temperaturas por debajo de la DBTT, la falla tiende a ocurrir mediante fractura de fisura de baja energía (fragilidad) , en tanto que a temperaturas por encima de la DBTT, la falla tiende a ocurrir mediante fractura dúctil de alta energía; EBW: soldadura de haz de electrón " Esencialmente puro; sustancialmente 100% en volumen; Gn mil millones de metros cúbicos; GMAW: soldadura de arco de metal de gas partículas de endurecimiento: una o más de e-cobre, Mo2C, o los carburos y carbonitruros de niobio y vanadio; HAZ: zona afectada por el calor; Rango de temperatura intercrítica: desde aproximadamente la temperatura de transformación Aci hasta aproximadamente la temperatura de transformación Ac3 sobre el calentamiento, y desde aproximadamente la temperatura de transformación Ar3 hasta aproximadamente la temperatura de transformación Ari en el enfriamiento; Ki-c- factor de intensidad de tensión crítica; kJ: kilojoule; kPa: miles de Pascales; ksi: miles de libras por pulgada cuadrada; LBW: soldadura de haz láser; Acero de baja aleación: un acero que contiene hierro y menos de aproximadamente 10% en peso de aditivos de aleación totales; MA: martensita-austenita; Tamaño de falla máximo permisible: longitud y profundidad de falla critica; Mo2C: una forma de carburo de molibdeno; MPa: millones de_ Pascales; Temperatura de transformación Ms: la temperatura a la que la transformación de la austenita o martensita empieza durante el enfriamiento; Pcm un término bien conocido en la industria para expresar soldabilidad; adicionalmente, Pcm=(% en peso C + % en peso Si/30+(% en peso Mn + % en peso Cu+ % en peso Cr) /20 + % en peso Ni/60 +% en peso Mo/15 +% en peso V/10 + 5 (% en peso B) ) ; PLNG: gas licuado y presurizado; ppm: partes por millón; Predominantemente: por lo menos 50 por ciento en volumen aproximadamente; psia: libras por pulgada cuadrada absoluta; templado: como se utilizó en la presente, enfriamiento acelerado por cualesquier medio mediante el cual un fluido es seleccionado por su tendencia a incrementar la velocidad de enfriamiento del acero se utiliza, en oposición al enfriamiento con aire; Velocidad de templado la velocidad de enfriamiento en el (enfriamiento) : centro, o sústancialmente en el centro, del espesor de placa; Temperatura de Terminación de la temperatura más alta, o Templado : sustancialmente la más alta alcanzada en la superficie de la placa, después de que el templado termina, debido al calor transmitido desde el espesor medio de la placa; QST: Temperatura de Terminación de Templado; SAW: soldadura de arco sumergido; SALM: amarres de extremidad individual loza: una pieza de acero que tiene cualesquiera dimensiones; TCF: un billón de pies cúbicos; Resistencia a la tensión: en prueba de tensión, la relación de carga máxima al área de sección transversal original; Soldadura TIG: soldadura de gas inerte de tungsteno; Temperatura T^: la temperatura debajo de la cual la austenita no se recristaliza; USPTO: Oficina de Patentes y Marcas de los Estados Unidos; y Soldadura: una unión soldada, que incluye: (i) el metal soldado, (ii) la zona afectada por calor (HAZ) , y (iii) el metal de base en la "proximidad cercana" de la HAZ. La porción del metal de base que se considera dentro de la "cercanía próxima" del HAZ y por lo tanto, una parte de la soldadura, varía dependiendo de los factores conocidos por aquellos con experiencia en la técnica, por ejemplo, sin limitación, el ancho de la soldadura, el tamaño del artículo que se soldó, el número de soldadura requerido para fabricar el artículo, y las distancias entre las soldaduras.

Claims (22)

1. REIVINDICACIONES 1. Un recipiente para almacenar gas natural licuado y presurizado a una presión de aproximadamente 1035 kPa (150 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y a una temperatura de aproximadamente -123°C (-190°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F), caracterizado porque el recipiente está construido mediante la unión de una pluralidad de placas discretas de materiales que comprenden un acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que contiene menos de 9% en peso de niquel y que tiene una resistencia a la tensión mayor de 830 MPa (120 ksi) y una DBTT menor de aproximadamente -73°C (-100°F), donde las uniones entre las placas discretas tienen resistencia y tenacidad adecuadas a las condiciones de presión y temperatura para contener el gas natural licuado y presurizado .
2. 2. El recipiente de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque las uniones tienen una resistencia de por lo menos aproximadamente 90% de la resistencia a la tensión de el acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta.
3. 3. El recipiente de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque las uniones tienen una DBTT inferior de aproximadamente -73°C (-100°F) .
4. 4. El recipiente de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque las uniones se forman mediante soldadura de arco metálico de gas.
5. 5. El recipiente de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque las uniones se forman mediante soldadura de gas inerte de tungsteno.
6. 6. Un contenedor marino para transportar un gas natural licuado y presurizado a una presión de aproximadamente 1035 kPa (150 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y a una temperatura de aproximadamente -123°C (-190°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F), en donde el contenedor marino tiene por lo menos un recipiente de almacenamiento que está construido mediante la unión de una pluralidad de placas discretas de materiales que comprenden un acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que contiene menos de 9% en peso de niquel y que tienen una resistencia a la tensión mayor de 830 MPa (120 ksi) y una DBTT menor de aproximadamente -73°C (-100°F), en donde las uniones entre las placas discretas tienen la resistencia y tenacidad adecuadas a las condiciones de presión y temperatura para contener el gas natural licuado y presurizado.
7. 7. El contenedor marino de conformidad con la reivindicación 6, caracterizado porque tiene equipo a bordo para convertir el gas natural licuado y presurizado a un gas y suministrar el gas a tuberías o instalaciones de usuarios.
8. 8. Un método de procesamiento de gas natural, el método caracterizado porque comprende las etapas de: (a) convertir el gas natural a gas natural licuado y presurizado a una presión de aproximadamente 1035 kPa (150 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y a una temperatura de aproximadamente -123°C (-190°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F); y (b) suministrar el gas licuado y presurizado hacia por lo menos un recipiente de almacenamiento que está construido mediante la unión de una pluralidad de placas discretas de material que comprenden acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que contiene menos de 9% en peso de níquel y que tienen una resistencia a la tensión mayor de 830 MPa (120 ksi) y una DBTT menor de aproximadamente -73°C (-100°F), en donde las uniones entre las placas discretas tienen la resistencia y tenacidad adecuadas a las condiciones de presión y temperatura para contener el gas natural licuado y presurizado.
9. 9. Un método de transportación de un gas natural licuado y presurizado, el método caracterizado porque comprende las etapas de: (a) almacenar el gas natural licuado y presurizado que tiene una presión de aproximadamente 1035 kPa (150 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y una temperatura de aproximadamente -123°C (-190°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F), en por lo menos un recipiente de almacenamiento que está construido mediante la unión de una pluralidad de placas discretas de materiales que comprenden un acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que contiene menos de 9% en peso de niquel y que tienen una resistencia a la tensión mayor de 830 MPa (120 ksi) y una DBTT menor de aproximadamente -73°C •(-100°F) , en donde las uniones entre las placas discretas tienen una resistencia y tenacidad adecuadas a las condiciones de presión y temperatura para contener el gas natural licuado y presurizado, y en donde por lo menos un recipiente de almacenamiento está a bordo por lo menos de un contenedor marino; y (b) impulsar en por lo menos un contenedor marino a través de un cuerpo de agua.
10. 10. El método de conformidad con la reivindicación 9, caracterizado porque el contenedor marino tiene un equipo a bordo para convertir el gas natural licuado y presurizado a un gas y suministrar el gas hacia tuberías o instalaciones de usuarios .
11. 11. El método de conformidad con la reivindicación 9, caracterizado porque comprende además la etapa de: (c) suministrar el gas natural licuado y presurizado hacia una terminal de importación, en donde la terminal de importación tiene por lo menos un recipiente de almacenamiento de importación que está construido mediante la unión de una pluralidad de placas discretas de materiales que comprenden un acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que contiene menos de aproximadamente 9% en peso de niquel y tienen una resistencia a la tensión mayor de 830 MPa (120 ksi) y una DBTT menor de aproximadamente -73°C (-100°F), en donde las uniones entre las placas discretas tienen una resistencia y tenacidad adecuadas a las condiciones de presión y temperatura para contener el gas natural licuado y presurizado.
12. 12. El -método de conformidad con la reivindicación 11, caracterizado porque la terminal de importación tiene equipo de vaporización para convertir el gas natural licuado y presurizado a un gas.
13. 13. Un sistema para procesamiento de gas natural, el sistema caracterizado porque comprende: " (a) una planta de procesamiento para convertir el gas natural a gas natural licuado y presurizado a una presión de aproximadamente 1035 kPa (150 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y a una temperatura de aproximadamente -123°C (-190°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F); y (b) una pluralidad de recipientes de almacenamiento para recibir el gas natural licuado y presurizado desde la planta de procesamiento, en donde la pluralidad de recipientes de almacenamiento están construidos mediante la unión de una pluralidad de placas discretas de materiales que comprenden un acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que contiene menos de 9% en peso de níquel y que tienen una resistencia a la tensión mayor de 830 MPa (120 ksi) y una DBTT menor de aproximadamente -73°C (-100°F), en donde las uniones entre las placas discretas tienen la resistencia y tenacidad adecuadas a las condiciones de presión y temperatura para contener el gas natural licuado y presurizado.
14. 14. El sistema de conformidad con la reivindicación 13, caracterizado porque la planta de procesamiento consta esencialmente de: (i) instalaciones de recepción para recibir el gas natural y remover los hidrocarburos líquidos desde el gas natural; (ii) instalaciones de deshidratación para remover el vapor de agua suficiente desde el gas natura para evitar la congelación de el gas natural durante el procesamiento; y (iii) instalaciones de licuado para convertir el gas natural a gas natural licuado y presurizado.
15. 15. El sistema de conformidad con la reivindicación 14, caracterizado porque la planta de procesamiento consta además de: (iv) equipo de tratamiento para remoción de por lo menos un compuesto seleccionado a partir del grupo que consta de dióxido de carbono, compuestos que contienen azufre, n-pentano y benceno.
16. 16. Un sistema para transportar gas natural licuado y presurizado, el sistema caracterizado porque comprende: (a) por lo menos un recipiente de almacenamiento para contener el gas natural licuado y presurizado que tiene una presión de aproximadamente 1035 kPa (150 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y una temperatura de aproximadamente -123°C (-190°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F), en por lo menos un recipiente de almacenamiento que está construido mediante la unión de una pluralidad de placas discretas de materiales que comprenden un acero de baja aleación de resistencia extremadamente alta que contiene menos de 9% en peso de niquel y que tienen una resistencia a la tensión mayor de 830 MPa (120 ksi) y una DBTT inferior a aproximadamente -73°C (-100°F), en donde las uniones entre las placas discretas tienen la resistencia y tenacidad adecuadas a las condiciones de presión y temperatura para contener el gas natural licuado y presurizado; y (b) por lo menos un recipiente marino para transportar por lo menos un recipiente de almacenamiento que contiene el gas natural licuado y presurizado.
17. 17. El sistema de conformidad con la reivindicación 16, caracterizado porque cada contenedor marino tiene un equipo de vaporización a bordo para convertir el gas natural licuado y presurizado a un gas y el sistema comprende además una terminal de importación que consta esencialmente de instalaciones de transferencia de gas para transferir el gas a tuberías o instalaciones de usuario.
18. 18. Un recipiente para almacenar un gas natural licuado y presurizado a una presión de aproximadamente 1725 kPa (250 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y una temperatura de aproximadamente -112°C (-170°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F), el recipiente que está construido mediante la unión de una pluralidad de placas discretas de materiales de un acero de alta resistencia de baja aleación que contiene menos de 2% en peso de níquel y que tienen la resistencia y tenacidad a la fractura adecuada para contener el gas natural licuado y presurizado, en donde las uniones entre las placas discretas tienen la resistencia y tenacidad adecuadas en las condiciones de temperatura y presión para contener el gas natural licuado y presurizado.
19. 19. Un método para procesar y transporta gas natural, el método caracterizado porque comprende las etapas de : (a) procesar el gas natural convirtiéndolo en gas natural licuado y presurizado que tiene una presión de aproximadamente 1725 kPa (250 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y una temperatura de aproximadamente -112°C (-170°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F); (b) colocar el gas natural licuado y presurizado dentro de una pluralidad de recipientes de almacenamiento en una primera ubicación, en donde la pluralidad de recipientes de almacenamiento tiene la resistencia y tenacidad adecuadas para contener el gas natural licuado y presurizado a las condiciones de presión y temperatura; y (c) transportar la pluralidad de recipientes de almacenamiento que contienen el gas natural licuado y presurizado lejos de la primera ubicación hacia una segunda ubicación.
20. 20. Un sistema para presurizar y transportar gas natural caracterizado porque comprende: (a) una planta de procesamiento para convertir el gas natural a gas natural licuado y presurizado que tiene una presión de por lo menos aproximadamente 1725 kPa (250 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y una temperatura de aproximadamente -112°C (-170°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F); (b) una pluralidad de recipientes de almacenamiento para recibir el gas natural licuado y presurizado, en done la pluralidad de recipientes de almacenamiento tienen la resistencia y tenacidad adecuadas para contener el gas natural presurizado y licuado a las condiciones de temperatura y presión; y (c) por lo menos un contenedor marino adaptado para sostener y transportar la pluralidad de recipientes de almacenamiento que contiene el gas natural licuado y presurizado.
21. 21. El gas natural presurizado y licuado derivado a partir de un proceso para licuar gas natural para producir el gas natural licuado y presurizado como un producto de salida a una presión de aproximadamente 1725 kPa (250 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y una temperatura de aproximadamente -112°C (-170°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F), y que contiene por lo menos un componente seleccionado a partir del grupo que consta de (i) dióxido de carbono, (ii) n-pentano plus, e (iii) benceno, en una cantidad que congelaría el gas natural licuado a una presión de aproximadamente la presión atmosférica y una temperatura de aproximadamente -162°C (-260°F).
22. 22. Gas natural licuado y presurizado derivado a partir de un proceso para licuar gas natural para producir el gas natural licuado y presurizado como un producto de salida a una presión de aproximadamente 1725 kPa (250 psia) hasta aproximadamente 7590 kPa (1100 psia) y una temperatura de aproximadamente -112°C (-170°F) hasta aproximadamente -62°C (-80°F), en donde el proceso consta esencialmente de las etapas de (i) recibir el gas natural en las instalaciones de recepción; (ii) remover el suficiente vapor de agua del gas natural para evitar la congelación del gas natural durante el proceso, y (iii) licuar el gas natural para producir el producto de salida.