WO2011107260A1 - Druckbehälter für kryogene flüssigkeiten - Google Patents

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WO2011107260A1
WO2011107260A1 PCT/EP2011/001001 EP2011001001W WO2011107260A1 WO 2011107260 A1 WO2011107260 A1 WO 2011107260A1 EP 2011001001 W EP2011001001 W EP 2011001001W WO 2011107260 A1 WO2011107260 A1 WO 2011107260A1
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nickel
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Aicke Patzelt
Wulf Radtke
Joachim Scharringhausen
Andreas Scherer
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Mt Aerospace Ag
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    • Y02E60/32—Hydrogen storage

Definitions

  • the present invention relates to a pressure vessel for storing cryogenic liquids, in particular liquid hydrogen (LH2), which serves as a fuel due to its energy efficiency and environmental compatibility.
  • cryogenic liquids in particular liquid hydrogen (LH2)
  • LH2 liquid hydrogen
  • Such pressure vessels or tanks can be used in all automotive sectors, such as aerospace, ship and boat building, especially in the automotive industry.
  • the storage of the hydrogen takes place either at cryogenic (cryogenic) temperatures and under high pressure or at temperatures up to about + 100 ° C also under high pressure. Therefore, the container material must primarily also have a high compressed hydrogen compatibility and the pressure vessel or tank must be extremely light due to the desired field of application.
  • the selection of the materials forming the tank is of importance and these are determined by the pressure hydrogen compatibility, a suitability for cryogenic temperatures and the weight of the tank.
  • a pressure vessel for cryogenic liquids is provided for this purpose, from a metal container forming a liner against which, preferably under tension, a reinforcement of fiber-reinforced plastic is applied, wherein the liner consists of a metal alloy with face-centered cubic gypsum.
  • the liner consists of a metal alloy with face-centered cubic gypsum.
  • Terpatented or a titanium alloy with hexagonal or mixed hexagonal / cubic-body-centered ( ⁇ + ß) lattice structure and the matrix of fiber-reinforced plastic in a temperature range of -253 ° C to + 100 ° C has a high elongation at break.
  • Preferred materials for the liner are chromium-nickel steels with a nickel content of 13% or more, aluminum or titanium-based light alloys, and nickel and copper based alloys. Examples thereof can be found in Tables 1 to 3.
  • the chromium-nickel steels those are preferred whose austenite structure is stabilized by doping with nitrogen and / or manganese.
  • the shape of the pressure vessel is not particularly limited. Spherical, conical or cylindrical shapes or mixed forms thereof (rotationally symmetrical shapes) are conceivable from a manufacturing and pressure distribution perspective.
  • the cylindrical shape has a substantially cylindrical section, on both sides of which are substantially dome-shaped sections.
  • embrittlement index which, however, does not allow prediction of actual material properties in service since the fracture toughness of a material in a hydrogen environment is affected by a variety of factors, such as hydrogen gas pressure, temperature and tensile stress. It is therefore necessary to consider all relevant properties for a particular application in the selection of suitable alloys for a hydrogen fuel tanker.
  • the selection criteria include, among other things, a high yield strength and the smallest possible thermal expansion coefficient. to name a few. These properties must be largely stable in a temperature range of 20 K to 375 K and at pressures up to 425 bar.
  • chromium-nickel steels having a nickel content of greater than 13 wt. are used as liner material. %. Chromium-nickel steels with a nickel content of more than 13% by weight have a fully austenitic lattice structure, are therefore suitable for use at cryogenic temperatures and have hydrogen-pressure compatibility.
  • Preferred alloy steels according to the present invention must have an improved yield strength compared to conventional chromium-nickel alloys with at the same time stable austenite structure and a low thermal expansion coefficient.
  • the smallest possible coefficient of thermal expansion is favorable for compatibility with the fiber composite in the event of temperature changes.
  • austenitic chromium-nickel liner materials The choice of austenitic chromium-nickel liner materials is determined by the following criteria:
  • the stabilization of the austenitic lattice can be achieved by specific proportions of several elements in the alloy.
  • the element nitrogen (N) offers, according to the above formula and as can be seen from Tables 4.1 and 4.2, the greatest potential in this respect, especially as it additionally has a strongly increasing strength.
  • the tendency for the nitrogen content is thus well above 0.5% by weight.
  • Limits for the nitrogen content are given by the weldability (pore formation) of the materials and the solubility of the nitrogen in the alloy.
  • the influence of nitrogen on the strength increases more and more at low temperatures in the positive direction. Lower strength at room temperature can be improved by cold working.
  • Manganese (Mn) also contributes to the stabilization of austenite.
  • the nitrogen solubility is a function of the content of chromium (Cr), molybdenum (Mo) and manganese (Mn). Since nitrogen is desirable because of its strength-increasing effect, the proportion of these elements also increases. However, molybdenum leads to strong segregation during welding and man ⁇ gan tends to decrease there due to its high vapor pressure and the consequent evaporation in the weld area. Both affect the strength.
  • Ni nickel
  • higher nickel content can (but only moderately) reduce the coefficient of thermal expansion [FC Hull, SK Hwang, JM Wells, RI Jaffee, Effect of Composition on Alloys Used in Power Thermal Expansion Generation, J. Mater. Closely. (1987) Vol. 9, o. 1, 81-92], which should be minimized with fully-armed containers and a large temperature swing.
  • the alloys are therefore preferably characterized by a specific content of nitrogen (N) and / or manganese (Mn).
  • N nitrogen
  • Mn manganese
  • a higher nitrogen content may under certain circumstances compensate for a low nickel content of less than 13% by weight.
  • chromium-nickel steels of Table 1 preferred are those which ickstoffgehalt a raised St and / or have an increased manganese content, since this, the stretching ⁇ limit compared to alloys that do not contain nitrogen or no manganese significantly increased.
  • Preferred nitrogen ⁇ contents are in weight from 0.2 to 0.5.%.
  • Preferred manganese contents are from 3 to about 6.5% by weight.
  • the aluminum alloys in Table 2 should be considered, as is training in one part due to the material properties of the liner of the pressure vessel, that is, it is not necessary, for example, to weld domed From ⁇ cuts.
  • the alloys with the designation AA 6013 T6 and AA 6056 T6 show a very high yield strength and thus allow a lower composite thickness. An even better one Yield strength results for the alloy EN AW-6110A T6.
  • pressure vessels with an aluminum-based light metal liner can also be designed with particular weight reduction.
  • the nickel alloys of Table 3 are all characterized by a high yield strength and a very low coefficient of thermal expansion, making them very compatible with the fiber composite under temperature changes. Despite the suitability of the CuBe alloy mentioned in Table 3, this material is unlikely to be used due to the toxicity of beryllium.
  • containers of the type described above are produced in a conventional manner or assembled or welded using prefabricated components (for example, cylinders and domes).
  • the containers can also be molded in one piece, that is to say with integral domes, although seamlessly shaped steel liners are conceivable.
  • At suitable sections of the container for example in the case of a cylindrical shape in the region of the dome sections, at least one bottle head can be integrated for filling and emptying.
  • These bottle heads whose design is not discussed here, are in the case of a liner of Al alloys of aluminum, otherwise preferably of austenitic chromium-nickel steel.
  • the containers are equipped according to the invention in the wet winding process and resin infiltration process with the fiber composite. It is essential that the outer wall forming fiber composite in the cured state under tension on the inner wall forming liner is present. It is possible to use pre-soaked fiber bundles or strands, so-called rovings. However, the method of forming the fiber-reinforced plastic on the liner should not be limited to the wet-winding method. Thus, the prepreg winding method can also be used.
  • the fibers are preferably, but not limited to, carbon, glass, aramid and / or ceramic fibers. Rather, all thermally and mechanically high-strength fibers can be applied.
  • the demands on the matrix system are a very high elongation at break in the cryogenic range, a glass transition temperature ⁇ tur Tg of greater than 100 ° C, preferably 120 ° C and higher, for processing in the winding method shown in Table 4 geeig ⁇ designated viscosity and Kryobe activemaschine. Elongation at break values of up to 2%, preferably 0.5% to 2%, more preferably 1% to 1.5% are desirable.
  • polyurethane resins would be appropriate for their du ⁇ roplastischen behavior and better processability are inventively used mainly epoxy resins.
  • resin mixtures such as polyurethane and epoxy.
  • Suitable resins are listed in Table 5 along with Her ⁇ manufacturers. In Table 5, further Fer ⁇ operating procedure are given that can be found next to the wet winding process application.
  • a pressure vessel 1 constructed in accordance with the invention is shown schematically in the form of a cylinder. It shows a substantially cylindrical portion 4. At the respective ends 5 and 6 of the cylindrical portion 4, domed portions 7 and 8 abut. These may be integrally formed with the cylindrical portion 4 (in the case of an Al liner) or subsequently welded (as in the case of a steel liner). On at least one of the dome-shaped sections 7 or 8, a (not shown bottle head 9 can be integrated.
  • the reinforcement 3 of the pressure vessel is constructed of a fiber composite plastic, as defined above for the invention.
  • the reinforcement 3 is under tension on the liner 2 from the metal alloy defined above for the invention.
  • the liner 2 dresses in the case shown, the reinforcement 3 completely.
  • the tension is achieved by the winding process.
  • the methodology for this is known to the person skilled in the art.
  • a pressure vessel By the material chosen soviohl for the fiber composite as well as for the liner, a pressure vessel can be provided, which has an improved shelf life for liquid and / or gaseous hydrogen due to high pressure hydrogen tolerance and due to the suitability for cryogenic temperatures.
  • ⁇ Lich mechanical strength and rigidity and Anforderun ⁇ gen optimally fulfilled with respect to the buckling behavior and lightweight requirements.
  • Ni- u. Cu base alloys (cubic face centered)

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Abstract

Die vorliegende Erfindung betrifft einen Druckbehälter für kryogene Flüssigkeiten. Der Druckbehälter besteht aus einem Liner aus einer Metalllegierung mit kubisch-flächenzentrierter Gitterstruktur oder einer Titanlegierung mit hexagonaler oder gemischt hexagonal/kubisch-raumzentrierter Gitterstruktur. An dem Liner liegt eine Armierung aus faserverstärktem Kunststoff an, wobei die Matrix des faseverstärkten Kunststoffs im kryogenen Bereich eine hohe Bruchdehnung besitzt.

Description

Druckbehälter für kryogene Flüssigkeiten
Die vorliegende Erfindung betrifft einen Druckbehälter zur Speicherung kryogener Flüssigkeiten, insbesondere von flüssigem Wasserstoff (LH2), der aufgrund seiner Energieeffizienz und Umweltverträglichkeit als Treibstoff dient. Solche Druckbehälter bzw. Tanks können in allen automotiven Bereichen, wie der Luft- und Raumfahrt, im Schiffs- und Bootsbau, insbesondere in der Automobilindustrie Anwendung finden.
Flüssiger Wasserstoff (LH2) geht bei einer Temperatur von etwa 20 K (-253° C) bei Umgebungsdruck in den gasförmigen Zustand über und ist daher bei Raumtemperatur nicht lagerfähig. Um eine Lagerung mit hoher Speicherdichte in der flüssigen und/oder gasförmigen Phase zu ermöglichen, erfolgt die Speicherung des Wasserstoffs entweder, bei tiefkalten (kryogenen) Temperaturen und unter hohem Druck oder bei Temperaturen bis zu etwa + 100° C ebenfalls unter hohem Druck. Das Behältermaterial muss daher primär auch eine hohe DruckwasserstoffVerträglichkeit aufweisen und der Druckbehälter bzw. Tank muss aufgrund des gewünschten Einsatzbereichs extrem leicht sein.
Es ist somit Aufgabe der vorliegenden Erfindung einen Druckbehälter, insbesondere Tank für kryogene Flüssigkeiten zur Verfügung zu stellen, der im Vergleich zu bekannten Druckbehältern eine bessere DruckwasserstoffVerträglichkeit sicher stellt. Dabei ist die Auswahl der den Tank bildenden Werkstoffe von Bedeutung und diese werden von der Druckwasserstof fVerträglichkeit , einer Eignung für kryogene Temperaturen und dem Gewicht des Tanks bestimmt.
Erfindungsgemäß wird hierzu ein Druckbehälter für kryogene Flüssigkeiten vorgesehen, aus einem einen Liner bildenden Metallbehälter, an dem, vorzugsweise unter Spannung, eine Armierung aus faserverstärktem Kunststoff anliegt, wobei der Liner aus einer Metalllegierung mit kubisch-flächenzentrierter Git- terstruktur oder einer Titanlegierung mit hexagonaler oder gemischt hexagonaler/kubisch-raumzentrierter (α+ß) Gitterstruktur besteht und die Matrix des faserverstärkten Kunststoffs in einem Temperaturbereich von -253° C bis +100° C eine hohe Bruchdehnung aufweist.
Bevorzugte Materialien für den Liner sind Chrom-Nickel-Stähle mit einem ickel-Gehalt von 13 % und mehr, Leichtmetalllegierungen auf Basis von Aluminium oder Titan sowie auf Nickel und Kupfer basierende Legierungen. Beispiele hierfür finden sich in den Tabellen 1 bis 3. Unter den Chrom-Nickelstählen werden jene bevorzugt, deren Austenitstruktur durch Dotierung mit Sticksoff und/oder Mangan stabilisiert ist.
Die Form des Druckbehälters ist nicht besonders beschränkt. Kugel-, Kegel- oder Zylinderformen oder Mischformen daraus (rotationsymmetrische. Formen) sind aus herstellungs- und druckvertei lungstechnischer Sicht denkbar. Die Zylinderform verfügt über einen im Wesentlichen zylindrischen Abschnitt, an den beidseitig im Wesentlichen domförmige Abschnitte angrenzen .
Es ist bekannt, dass Metalle und Metalllegierungen, welche häufig oder sogar ständig Wasserstoff ausgesetzt sind, einer Versprödung unterworfen sind. Ein Maß hierfür ist der sogenannte Versprödungsindex , der jedoch keine Vorhersage der tatsächlichen Materialeigenschaften im Einsatz zulässt, da die Bruchfestigkeit eines Materials in einer WasserstoffUmgebung von den verschiedensten Faktoren beeinflusst wird, wie dem Wasserstof fgasdruck, der Temperatur und der Zugspannung. Es müssen daher alle relevanten Eigenschaften für einen bestimmten Einsatzbereich bei der Auswahl geeigneter Legierungen für einen Wasserstof ftankliner in Betracht gezogen werden.
Neben der DruckwasserstoffVerträglichkeit und Tieftemperatur- eignung sind als Auswahlkriterien unter anderem eine hohe Streckgrenze und ein möglichst kleiner Wärmeausdehnungskoef fi- zient zu nennen. Diese Eigenschaften müssen in einem Temperaturbereich von 20 K bis 375 K und bei Drücken bis zu 425 bar weitgehend stabil sein.
Erfindungsgemäß verwendet man als Linermaterial Chrom-Nickel- Stähle mit einem Nickel-Gehalt von größer als 13 Gew . % . Chrom- Nickel-Stähle mit einem Nickel-Gehalt von größer als 13 Gew.% haben eine vollaustenit ische Gitterstruktur, sind daher für den Einsatz bei tiefkalten Temperaturen geeignet und weisen DruckwasserstoffVerträglichkeit auf .
Diese Werkstoffe sind jedoch nicht für alle Einsatzbereiche, insbesondere nicht für den Automobilbereich, geeignet, da sie eine vergleichsweise kleine Streckgrenze besitzen. Der Einsatz würde hier in einer großen Verbunddicke und Tankmasse resultieren, verbunden mit hohen Kosten für die Faserverbundarmierung .
Bevorzugte Legierungsstähle gemäß der vorliegenden Erfindung müssen gegenüber herkömmlichen Chrom-Nickel-Legierungen eine verbesserte Streckgrenze bei gleichzeitig stabiler Auste- nitstruktur und einen kleinen Wärmeausdehnungskoeffizienten aufweisen. Ein möglichst kleiner Wärmeausdehnungskoeffizient ist für die Kompatibilität mit dem Faserverbund bei Temperaturwechseln günstig.
Die Auswahl austenitischer Chrom-Nickel—Linerwerkstoffe wird durch folgende Gesichtspunkte bestimmt:
Die Stabilisierung des austenitischen Gitters kann durch bestimmte Anteile mehrerer Elementen in der Legierung erfolgen. Je größer der Stabilitätsfaktor Δ nach Griffiths & Wright [D. Peckner, . I.M.Bernstein, Handbook of Stainless Steels, McGraw-Hill, New York 1977, S. 4-29] ist, um so stabiler ist das Austenitgitter der Werkstoffe: '(Cr + ISMo -20)2
Δ = Λ'ι - - 0.5Λί-η - 35C - CM - 27N + 15
12
Das Element Stickstoff (N) bietet nach der obigen Formel und wie aus den Tabellen 4.1 und 4.2 ersichtlich ist, in dieser Hinsicht das größte Potential, zumal es zusätzlich stark fes- t igkeitssteigernd wirkt. Die Tendenz für · den Stickstoffgehal t geht also durchaus über 0,5 Gew.% hinaus. Grenzen für den Stickstof fgehalt sind mit der Schweißba keit ( Porenbildung) der Werkstoffe und der Löslichkeit des Stickstoffs in der Legierung gegeben. Der Einfluss von Stickstoff auf die Festigkeit nimmt bei tiefen Temperaturen in positiver Richtung immer mehr zu. Geringere Festigkeit bei Raumtemperatur lässt sich durch Kaltverformung verbessern.
Für den Gehalt an Kohlenstoff C wird wegen der negativen Wirkung beim Schweißen ein Minimum angestrebt. Auch Mangan (Mn) trägt zur Stabilisierung des Austenits bei.
Die Stickstof f löslichkeit ist eine Funktion des Gehalts an Chrom (Cr) , Molybdän (Mo) und Mangan (Mn) . Da Stickstoff wegen seiner fest igkeitssteigernden Wirkung erwünscht ist, nimmt der Anteil dieser Elemente ebenfalls zu. Allerdings führt Molybdän beim Schweißen zu starker Seigerung und Man¬ gan nimmt durch seinen hohen Dampfdruck und die daraus folgende Abdampfung im Schweißnahtbereich dort tendenziell ab. Beides beeinträchtigt die Festigkeit.
Den Gehalt an Nickel (Ni) wird, man wegen der hohen Legie¬ rungskosten zu minimieren versuchen. Daraus folgt, dass viele für den vorliegenden Anwendungsfall prinzipiell ge¬ eignete Legierungen eher kritisch zu beurteilen sind. Andererseits vermag ein höherer Gehalt an Nickel den Wärmeausdehnungskoeffizienten (wenn auch nur mäßig) zu reduzieren [F.C. Hull, S.K. Hwang, J.M. Wells, R.I. Jaffee, Effect of Composition on Thermal Expansion of Alloys Used in Power Generation, J. Mater. Eng. (1987) Vol. 9, o . 1, 81-92], der bei vollarmierten Behältern und großem Temperaturhub minimiert werden sollte.
Vorzugsweise sind die Legierungen daher durch einen bestimmten Gehalt an Stickstoff (N) und/oder Mangan (Mn) gekennzeichnet. So kann ein höherer Stickstoffgehalt unter Umständen einen ge¬ ringen Nickelgehalt von weniger als 13 Gew.% kompensieren.
Erfindungsgemäß werden als Linermaterial auch Leichtmetallle¬ gierungen auf Basis von Aluminium oder Titan in Betracht gezo¬ gen. Auch auf Nickel und Kupfer basierende Legierungen werden in Betracht gezogen. In den folgenden Tabellen 1 bis 3 sind Legierungen spezifiziert, welche für den Einsatz bei einem Wasserstof ftank erprobt worden sind und welche aufgrund ihrer Materialeigenschaften unter den gegebenen Einsatzbedingungen als Linermaterial geeignet sind, insbesondere auch mit einem Faserverbund bei Temperaturwechsel kompatibel sind.
Unter den Chrom-Nickel-Stählen der Tabelle 1 werden diejenigen bevorzugt, die über einen erhöhten St ickstoffgehalt und/oder einen erhöhten Mangangehalt verfügen, da dieser die Streck¬ grenze im Vergleich zu Legierungen, die keinen Stickstoff oder kein Mangan enthalten, deutlich erhöht. Bevorzugte Stickstoff¬ gehalte liegen bei 0,2 bis 0,5 Gew.%. Bevorzugte Mangangehalte liegen bei 3 bis etwa 6,5 Gew.%. Damit haben sich die soge¬ nannten U-Boot-Stähle und US-Stähle als besonders einsatzfähig erwiesen. Letztere sogar, obwohl ihr Nickelgehalt unter 13 Gew . % liegt .
Die Aluminiumlegierungen der Tabelle 2 werden in Betracht gezogen, da sich aufgrund deren Materialeigenschaften der Liner des Druckbehälters einteilig ausbilden lässt, das heißt, es ist nicht erforderlich beispielsweise die domförmigen Ab¬ schnitte anzuschweißen. Die Legierungen mit der Bezeichnung AA 6013 T6 und AA 6056 T6 zeigen eine sehr hohe Streckgrenze und erlauben somit eine geringere Verbunddicke. Eine noch bessere Streckgrenze ergibt sich für die Legierung EN AW-6110A T6. Selbstverständlich können Druckbehälter mit einem auf Aluminium basierenden Leichtmetallliner auch besonders gewichtsreduziert ausgelegt werden.
Die Nickellegierungen der Tabelle 3 zeichnen sich allesamt durch eine hohe Streckgrenze und einen sehr kleinen Wärmeausdehnungskoeffizienten aus, was sie unter Temperaturwechsel sehr kompatibel mit dem Faserverbund macht. Trotz der festgestellten Eignung der in der Tabelle 3 genannten CuBe- Legierung, wird dieser Werkstoff aufgrund der Giftigkeit von Beryllium vermutlich nicht zum Einsatz kommen.
Besonders hervorzuhebende und daher insbesondere bevorzugte Legierungen sind mit ihren wesentlichen Parametern in den Tabellen 4.1 und 4.2 definiert. Diesen Legierungen wird aufgrund ihrer optimalen Eigenschaften im Rahmen der vorliegenden Erfindung besondere Bedeutung zugeschrieben.
Aus den vorher genannten Werkstoffen werden in üblicher Weise Behälter der eingangs beschriebenen Art hergestellt bzw. mit Hilfe vorgefertigter Bauelemente (beispielsweise Zylinder und Dome) zusammengesetzt bzw. geschweißt. Insbesondere bei der Verwendung von Aluminium-Legierungen können die Behälter auch einteilig, das heißt mit integralen Domen ausgeformt werden, obwohl nahtlos geformte Stahlliner denkbar sind. An geeigneten Abschnitten des Behälters, beispielsweise bei Zylinderform im Bereich der Domabschnitte, ist wenigstens ein Flaschenkopf zum Befüllen und Entleeren integrierbar. Diese Flaschenköpfe, auf deren Ausgestaltung hier nicht näher einzugehen ist, sind im Fall eines Liners aus AI -Legierungen aus Aluminium, ansonsten vorzugsweise aus äustenitischem Chrom-Nickel-Stahl.
Die Behälter werden erfindungsgemäß im Nasswickelverfahren und Harzinfiltrationsverfahren mit dem Faserverbund ausgerüstet. Wesentlich ist, dass der die Außenwand bildende Faserverbund im ausgehärteten Zustand unter Spannung an dem die Innenwand bildenden Liner anliegt. Es können vorgetränkte Faserbündel oder -stränge, sogenannte Rovings verwendet werden. Das Verfahren zur Ausbildung des faserverstärkten Kunststoffs auf dem Liner soll jedoch nicht auf das Nasswickelverfahren beschränkt sein. So kann ebenso das Prepregwickelverfahren zum Einsatz kommen.
Die Fasern sind vorzugsweise Kohlenstoff-, Glas-, Aramid- und/oder Keramikfasern, sind jedoch nicht darauf beschränkt. Vielmehr können alle thermisch und mechanisch hochfesten Fasern Anwendung finden.
Die Anforderungen an das Matrixsystem sind eine möglichst hohe Bruchdehnung im kryogenen Bereich, eine Glasübergangstempera¬ tur Tg von größer 100° C, vorzugsweise 120° C und höher, eine zur Verarbeitung in den Wickelverfahren gemäß Tabelle 4 geeig¬ nete Viskosität und Kryobeständigkeit . Bruchdehnungswerte von bis zu 2%, vorzugsweise 0,5% bis 2%, bevorzugter 1% bis 1,5% sind wünschenswert.
Obwohl Polyurethanharze geeignet wären, werden wegen ihres du¬ roplastischen Verhaltens und ihrer besseren Verarbeitbarkeit erfindungsgemäß hauptsächlich Epoxidharze eingesetzt. Denkbar sind jedoch auch Harzgemische, beispielsweise aus Polyurethan und Epoxid.
Geeignete Harze sind in der Tabelle 5 zusammen mit den Her¬ stellern aufgelistet. In der Tabelle 5 sind auch weitere Fer¬ tigungsverfahren angegeben, die neben dem Nasswickelverfahren Anwendung finden können.
Alle vorgenannten Harze sind zur Herstellung des Faserverbunds im Nasswickelverfahren, ..wie auch im Prepreg-Wickelverfahren oder im Einzelstrang-Wickelverfahren direkt auf dem Liner geeignet . In der einzigen Figur 1 ist schematisch ein erfindungsgemäß aufgebauter Duckbehälter 1 in Zylinderform gezeigt. Er zeigt einen im Wesentlichen zylindrischen Abschnitt 4. An den jeweiligen Enden 5 und 6 des zylindrischen Abschnitts 4 grenzen domförmige Abschnitte 7 und 8 an. Diese können integral mit dem zylindrischen Abschnitt 4 ausgebildet (im Falle eines Al- Liners) oder nachträglich angeschweißt (wie im Fall eines Stahlliners) sein. An wenigstens einem der domförmigen Abschnitte 7 oder 8 ist ein (nicht dargestellter Flaschenkopf 9 integrierbar .
Die Armierung 3 des Druckbehälters ist aus einem Faserverbundkunststoff aufgebaut, wie er weiter oben für die Erfindung definiert ist. Die Armierung 3 liegt unter Spannung an dem Liner 2 aus der weiter oben für die Erfindung definierten Metalllegierung an. Der Liner 2 kleidet im gezeigten Fall die Armierung 3 vollständig aus.
Die Spannung wird durch den Wickelprozess erreicht. Die Methodik hierzu ist dem Fachmann bekannt.
Durch die getroffene Materialauswahl soviohl für den Faserverbund wie auch für den Liner kann ein Druckbehälter zur Verfügung gestellt werden, der eine verbesserte Lagerfähigkeit für flussigen und/oder gasförmigen Wasserstoff aufgrund Hochdruckwasserstoff toleranz und aufgrund der Eignung für kryogene Temperaturen besitzt. Gleichzeitig sind Anforderungen hinsicht¬ lich mechanischer Festigkeit und Steifigkeit sowie Anforderun¬ gen hinsichtlich dem Beulverhalten und Leichtbauanforderungen optimal erfüllt. Ta belle 1
Austenitische (kubisch-flächenzentriertes Gitter) Stähle
Figure imgf000011_0001
Tabelle 2
Leichtmetall-Le ierungen (kubisch-flächenzentriert bei Aluminium, a+ß bei der Titanlegierung)
Figure imgf000012_0001
Tabelle 3
Ni- u. Cu-Basis-Legierungen (kubisch-flächenzentriert)
Figure imgf000013_0001
1 ) D.R. Muzyka, CR. Whitney, D.K. Schlosser, Physical Metallurgy and Properiies of a New Controlled-Expansion Superalloy, JOM, july 1975, p.11
2) Special Metals Datenblatt
Tabelle 4.1
Figure imgf000014_0001
Tabelle 4.2
Figure imgf000015_0001
Tabelle 5
Figure imgf000016_0001

Claims

Patentansprüche
1. Druckbehälter (1) für kryogene Flüssigkeiten, der aus einem einen Liner (2) bildenden Metallbehälter besteht, an dem eine Armierung (3) aus faserverstärktem Kunststoff anliegt, wobei der Liner (2) aus einer Metalllegierung mit kubisch flächenzentrierter Gitterstruktur oder einer Titanlegierung mit hexagonaler oder gemischt hexagonaler/ kubisch- raumzent rierter Gitterst uktur besteht und die Matrix des faserverstärkten Kunststoffs in einem Temperaturbereich von -253° C bis 100° C eine hohe Bruchdehnung aufweist.
2. Druckbehälter nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass die Armierung (3) unter Spannung an dem Liner (2) anliegt.
3. Druckbehälter nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass die Armierung (3) den Liner (2) ganz oder teilweise umschließt.
4. Druckbehälter nach den Ansprüchen 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, dass die Metalllegierung eine vollaustenitisch kubisch-f lächenzent r ierte Gitterstruktur besitzt.
5. Druckbehälter nach einem der vorhergehenden Ansprüche, da¬ durch gekennzeichnet, dass er einen im Wesentlichen rotati¬ onssymmetrischen Korpus umfasst.
6. Druckbehälter nach Anspruch 5, dadurch gekennzeichnet, dass der Korpus Kugel-, Kegel-, Zylinder- oder eine Mischform daraus besitzt.
7. Druckbehälter nach den Ansprüchen 5 oder 6, dadurch gekenn¬ zeichnet, dass die Zylinderform einen im Wesentlichen zylindrischen Abschnitt (4) und an beiden Enden (5, 6) im Wesentlichen domförmige Abschnitte (7, 8) aufweist.
8. Druckbehälter nach den Ansprüchen 1 bis 7, dadurch gekenn¬ zeichnet, dass an wenigstens einem der domförmigen Ab¬ schnitte (7, 8) ein Flaschenkopf (9) zum Befüllen und Entleeren des Behälters integrierbar ist.
9. Druckbehälter nach den Ansprüchen 1 bis 8, dadurch gekenn¬ zeichnet, dass für den Liner (2) Chrom- Nickel-Stähle mit einem Nickel-Gehalt von größer als 13 Gew.-% ausgewählt werden .
10. Druckbehälter nach Anspruch 9, dadurch gekennzeichnet, dass die Chrom-Nickel-Stähle Elemente einschließen, welche die Austenitstruktur stabilisieren.
11. Druckbehälter nach Anspruch 10, dadurch gekennzeichnet, dass die Legierungen als die eine Austenitstruktur stabili¬ sierenden Elemente Stickstoff (N) und/oder Mangan (Mn) ent¬ halten .
12. Druckbehälter nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass für den Liner (2) Leichtmetal 1 legierungen ausgewählt werden .
13. Druckbehälter nach Anspruch 12, dadurch gekennzeichnet, dass Aluminiumlegierungen verwendet werden.
14. Druckbehälter nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass für den Liner (2) auf Nickel und Kupfer basierende Legierungen verwendet werden.
15. Druckbehälter nach einem der vorhergehenden Ansprüche, da¬ durch gekennzeichnet ,. dass die Armierung (3) ein Faserverbundkunststoff aus mechanisch und thermisch hochfesten Fa¬ sern in einer Matrix mit einer hohen Bruchdehnung im kryo- genen Bereich ist.
16. Druckbehälter nach Anspruch 15, dadurch gekennzeichnet, dass die Fasern aus Kohlenstoff-, Glas-, Keramik, und Ara- midfasern ausgewählt sind.
17. Druckbehälter nach Anspruch 15 oder 16, dadurch gekennzeichnet, dass die Kunststoffmatrix durch ein Polyurethanharz gebildet wird.
18. Druckbehälter nach Anspruch 15 oder 16, dadurch gekenn¬ zeichnet, dass die Kunststoffmatrix durch ein Epoxidharz gebildet wird.
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