WO2020152207A1 - Systeme de stockage et/ou de transport pour un gaz liquefie - Google Patents

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WO2020152207A1
WO2020152207A1 PCT/EP2020/051481 EP2020051481W WO2020152207A1 WO 2020152207 A1 WO2020152207 A1 WO 2020152207A1 EP 2020051481 W EP2020051481 W EP 2020051481W WO 2020152207 A1 WO2020152207 A1 WO 2020152207A1
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membrane
iron
manganese
thermally insulating
tank
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PCT/EP2020/051481
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Nicolas LAURAIN
Pierre-Louis Reydet
Marielle ESCOT
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Gaztransport Et Technigaz
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Definitions

  • the invention relates to the field of storage and transport of liquefied gases, in particular to airtight metal containers suitable for storing, transferring or transporting cold fluids such as liquefied gases.
  • the invention relates in particular to sealed metal membranes for the transport, transfer and storage of liquefied gases made from metal sheets welded together in a sealed manner.
  • LNG liquefied natural gas
  • these tanks can be installed on land or on a floating structure.
  • the tank may be intended for the transport of liquefied natural gas or to receive liquefied natural gas serving as fuel for the propulsion of the floating structure.
  • the inventors of the present invention also observed that these steels exhibited a high sensitivity to corrosion.
  • good corrosion resistance is important for the applications mentioned above, in particular in the case of thin strips, in particular in order to limit the risks of fatigue failure or of stress failure of parts and structures made from these alloys.
  • An idea underlying the invention is to use, in applications for the storage and transport of liquefied gases, sheets made of alloys which have a high manganese content, sufficient to replace nickel as a stabilizer of the austenitic phase at low temperature, and which exhibit other satisfactory properties for these applications.
  • Another idea underlying the invention is to meet cumulative requirements relating to:
  • the invention provides a storage and / or transport system for a liquefied gas comprising a container intended to be in contact with the liquefied gas, in which the container consists essentially of metal sheets welded together in a sealed manner.
  • the container consists essentially of metal sheets welded together in a sealed manner.
  • One of, some or all of the metal sheets are made of an iron-manganese base alloy which comprises, in mass fraction:
  • the alloy comprises one or more of the following characteristics, taken in isolation or in any technically possible combination (s):
  • the chromium content is between 8.5% and 1 1, 5% by weight.
  • the nickel content is between 0.5% and 2.5% by weight.
  • Rare earths include one or more elements chosen from: lanthanum, cerium, yttrium, praseodymium, neodymium, samarium and ytterbium.
  • the iron-manganese alloy as described above has an average coefficient of thermal expansion GTE between -180 ° C and 0 ° C less than or equal to 8.5.10-6 / ° C.
  • the iron-manganese-based alloy as described above has a Néel- Néei temperature greater than or equal to 40 ° C.
  • the iron-manganese-based alloy as described above present, when it is produced in a thin strip with a thickness of 3 mm or less, at least one of the following characteristics:
  • the iron-manganese-based alloy as described above is austenitic at cryogenic temperature and at room temperature.
  • Manganese Mn promotes ductility by stabilizing the cold-deformable austenitic phase. It therefore promotes hardening by twinning without loss of ductility, which results in a high elongation at break.
  • Chromium Cr guarantees resistance to atmospheric corrosion. In combination with nitrogen, it provides a superficial passivation layer. The content must however be limited to avoid the formation of an undesirable phase (sigma phase).
  • a small amount of nickel Ni can be used to also stabilize the austenitic phase at low temperature, for example at -163 ° C, and thus ensure the absence of phase transition with cooling and strain hardening.
  • the pitting resistance index or PREN for pitting resistance number of the alloy is between 1 1 and 15. We recall the definition of this index:
  • [X] denotes the mass fraction of chemical element X expressed as a percentage.
  • the carbon C must remain in small quantities given its affinity with chromium which risks producing a precipitation of carbides. Carbon-induced hardening can also be detrimental to weldability. However, it promotes mechanical strength, increases the elastic limit Re and the breaking load Rm.
  • Silicon Si results from processing and must be limited to maintain weldability. However, it plays a stabilizing role.
  • Metallic elements such as rare earths, in particular cerium Ce and lanthanum La and yttrium Y, remarkably improve the weldability of the alloy.
  • One such alloy is a high manganese austenitic steel. It is an austenitic alloy at room temperature and at cryogenic temperature (-196 ° C).
  • the term “residual elements resulting from the production” is understood to mean elements which are present in the raw materials used to produce the alloy or which come from the devices used for its production, and for example from refractories in furnaces. These residual elements have no metallurgical effect on the alloy.
  • the residual elements include in particular one or more elements chosen from: carbon (C), aluminum (Al), selenium (Se), sulfur (S), phosphorus (P), oxygen (O), cobalt (Co), copper (Cu), molybdenum (Mo), tin (Sn), niobium (Nb), vanadium (V), titanium (Ti) and lead (Pb).
  • the maximum cumulative content of all residual elements is 0.8% by weight and preferably less than 0.5% by weight.
  • the maximum contents are preferably chosen as follows, by weight:
  • Se £ 0.02% by weight and preferably Se £ 0.01% by weight, still more preferably Se £ 0.005% by weight,
  • the selenium content is limited within the ranges mentioned above in order to avoid hot cracking problems which could result from too high selenium presence in the alloy.
  • the mass fraction of the chemical element Se is less than 10ppm, preferably less than 5ppm, in the iron-manganese-based alloy.
  • the iron-manganese-based alloy has in particular:
  • this alloy exhibits properties of thermal expansion, of resilience and of mechanical resistance which are satisfactory for its use for the applications mentioned above, in particular at cryogenic temperature, such as for example the transport and storage of cryogenic fluids.
  • the iron-manganese-based alloy also exhibits corrosion resistance characterized by a critical corrosion current in an H 2 SO 4 medium (2 mol.l 1 ) strictly less than 230mA / cm 2 and a pitting potential V in NaCl medium (0.02 mol.l 1 ) strictly greater than 40 mV, the pitting potential being determined by reference to a reference potential, the hydrogen electrode (ENH).
  • the iron-manganese-based alloy thus has a corrosion resistance greater than or equal to that of lnvar®-M93.
  • lnvar®-M93 is a material usually used in the context of the applications mentioned above, in particular at cryogenic temperature.
  • the iron-manganese-based alloy also exhibits satisfactory weldability, and in particular good resistance to hot cracking. In particular, as explained below, it has a crack length less than or equal to 7 mm during a Varestraint test for 3% plastic deformation. Therefore, the iron-manganese-based alloy exhibits a much better resistance to cracking than that observed for previous Fe-Mn alloys.
  • manganese at a content less than or equal to 32.0% by weight, makes it possible to obtain an average coefficient of thermal expansion of less than 8.5.10-6 / ° C between -180 ° C and 0 ° C. This coefficient of thermal expansion is satisfactory for the use of the alloy in the context of the applications envisaged, and in particular in the context of cryogenic applications.
  • the manganese content greater than or equal to 25.0% by weight, combined with a chromium content less than or equal to 14.0% by weight, makes it possible to obtain good dimensional stability of the alloy at room temperature and at cryogenic temperature (-196 ° C).
  • the Néel temperature of the alloy is then strictly greater than 40 ° C., and does not risk being reached at the usual temperatures of use of the alloy.
  • using the alloy at temperatures above Néel's temperature risks generating significant variations in the expansion of parts and assemblies. welded at room temperature.
  • the coefficient of expansion of the high manganese steel described above is of the order of 8.10 _6 / ° C at temperatures less than or equal to the Néel temperature, whereas it is of the order of 16.10 6 / ° C for temperatures above Néel temperature.
  • Chromium at a content less than or equal to 14.0% by weight makes it possible to obtain good KCV resilience on a reduced test piece of 3 mm thickness and at cryogenic temperature (-196 ° C), and in particular a KCV resilience at -196 ° C greater than or equal to 50 J / cm 2 .
  • the inventors have observed that a chromium content strictly greater than 14.0% by weight risks resulting in too great a brittleness of the alloy at cryogenic temperature.
  • chromium makes it possible to obtain good weldability of the alloy.
  • the inventors have observed that the weldability tends to deteriorate for chromium contents strictly less than 7.0% by weight. Chromium also helps improve the corrosion resistance of the alloy.
  • the chromium content is between 8.5% and 1 1, 5% by weight.
  • a chromium content within this range results in an even better compromise between a high Néel temperature and high corrosion resistance.
  • Nickel with a content less than or equal to 2.5% by weight makes it possible to obtain an average coefficient of thermal expansion between -180 ° C and 0 ° C less than or equal to 8.5.10 6o / C.
  • This thermal expansion coefficient is satisfactory for the use of the alloy in the context of the applications envisaged, and in particular the cryogenic applications mentioned above.
  • the inventors have observed that the coefficient of thermal expansion risks deteriorating for nickel contents strictly greater than 2.5% by weight.
  • the nickel content is between 0.5% and 2.5% by weight.
  • a nickel content greater than or equal to 0.5% by weight makes it possible to further improve the resilience of the alloy at cryogenic temperature (-196 ° C).
  • Nitrogen at levels greater than or equal to 0.05% by weight, helps to improve corrosion resistance. However, its content is limited to 0.30% by weight in order to maintain satisfactory weldability and resilience at cryogenic temperature (-196 ° C.).
  • the nitrogen content is between 0.15% and 0.25% by weight.
  • a nitrogen content within this range makes it possible to obtain an even better compromise between mechanical properties and corrosion resistance.
  • the alloy optionally comprises rare earths in a content of between 0.010% and 0.14% by weight.
  • the rare earths are preferably chosen from yttrium (Y), cerium (Ce), lantan (La), praseodymium (Pr), neodymium (Nd), samarium (Sm) and ytterbium (Yb) or mixtures of one or more of these elements.
  • the rare earths comprise a mixture of cerium and lanthanum or yttrium, used alone or mixed with cerium and lanthanum.
  • the rare earths consist of lanthanum and / or yttrium, the sum of the lanthanum and yttrium contents being between 0.010% and 0.14% by weight.
  • the rare earths consist of cerium, the cerium content being between 0.010% and 0.14% by weight.
  • the cumulative mass fraction of the metallic element (s) chosen from Ce and La is between 100ppm and 200ppm in the iron-manganese-based alloy.
  • the rare earths consist of a mixture of lanthanum, yttrium, neodymium and praseodymium, the sum of the contents of lanthanum, yttrium, neodymium and praseodymium being between 0.010% and 0.14% by weight.
  • the rare earths are added, for example in the form of Mischmetal, in a content of between 0.010% and 0.14% by weight.
  • Mischmetal contains lanthanum, yttrium, neodymium and praseodymium in the following proportions: Ce: 50%, La: 25%, Nd: 20% and Pr: 5%.
  • rare earths and more particularly of a mixture of cerium and lanthanum or yttrium, at the contents indicated above makes it possible to obtain an alloy exhibiting very good resistance to hot cracking, and consequently , further improved weldability.
  • the rare earth content is between 150 ppm and 800 ppm.
  • the iron-manganese-based alloy has:
  • thermal expansion coefficient less than 9.5.10 6 K 1 as an average value over a temperature range between 0 ° C and - 180 ° C, preferably less than 8.5.10 6 K -1 ,
  • the development of the iron-manganese-based alloy may involve the steps which will now be described
  • the iron-manganese-based alloy is produced in a vacuum oven from low-residual raw materials.
  • hot or cold strips are produced from the alloy thus produced.
  • the following process is used to manufacture such hot or cold strips.
  • the alloy is cast in the form of semi-finished products such as ingots, reflow electrodes, slabs, in particular thin slabs of thickness less than 200 mm, in particular obtained by continuous casting, or billets.
  • the alloy When the alloy is cast in the form of a reflow electrode, it is advantageously remelted under vacuum or in an electrically conductive slag in order to obtain better purity and more homogeneous semi-products.
  • the semi-finished product thus obtained is then hot rolled at a temperature of between 950 ° C. and 1220 ° C. to obtain a hot strip.
  • the thickness of the hot strip is in particular between 2 mm and 6.5 mm.
  • the hot rolling is preceded by a heat treatment of chemical homogenization at a temperature between 950 ° C and 1220 ° C for a period of between 30 minutes to 24 hours.
  • the chemical homogenization process is carried out in particular on the slab, in particular the thin slab.
  • the hot strip is cooled to room temperature to form a cooled strip and then wound into coils.
  • the cooled strip is then cold rolled to obtain a cold strip having a final thickness advantageously between 0.5 mm and 2 mm. Cold rolling is carried out in one pass or in several successive passes.
  • the cold strip is, optionally, subjected to a recrystallization heat treatment in a static oven for a period ranging from 10 minutes to several hours and at a temperature above 700 ° C.
  • a recrystallization heat treatment in a continuous annealing furnace for a period ranging from a few seconds to approximately 1 minute, at a temperature above 900 ° C. in the holding zone of the furnace, and in a protected atmosphere.
  • N2 / H2 type (30% / 70%) with a frost temperature between -50 ° C and -15 ° C.
  • the frost temperature defines the partial pressure of water vapor contained in the heat treatment atmosphere.
  • a recrystallization heat treatment can be carried out, under the same conditions, during cold rolling, at an intermediate thickness between the initial thickness (corresponding to the thickness of the hot strip) and the final thickness.
  • the intermediate thickness is for example chosen equal to 1.5 mm when the final thickness of the cold strip is 0.7 mm.
  • the method for developing the alloy and for making hot and cold strips of this alloy is given only as an example.
  • the strip has a thickness less than or equal to 6.5 mm, and preferably less than or equal to 3 mm.
  • Such a strip is, for example, a cold strip produced by the process described above or a hot strip obtained at the end of the hot rolling step of the process described above.
  • Cold rolling can be carried out in one or more stages, each of which may optionally be followed by recrystallization annealing in order to adjust the size of the microstructure grains. Recrystallization anneals during the cold rolling steps allow adjustment of the yield point and improve weldability.
  • Alloys A, B, C and D are prepared by varying the content of certain constituents, as shown in Table 1.
  • Table 2 shows the physical properties measured for these alloys.
  • the phase after cooling is determined by microstructural analysis y denotes the austenitic phase and e denotes the martensitic phase.
  • the tensile strength at -163 ° C Rm, the yield point at -163 ° C Rp 0.2 and the elongation at break at -163 ° CA are determined by tensile tests. Resilience is measured using a Charpy test tube.
  • the initial sheet obtained with 3.5mm thickness is cold rolled up to 1mm.
  • a 10 min recrystallization treatment at 850 ° C results in a very small grain size (4 pm) and a very high elastic limit, around 500MPa.
  • a flow plateau occurs which may lead to pattern repeatability defects when forming the membranes.
  • the parameters of the recrystallization annealing are investigated to modulate the grain size.
  • the corresponding grain sizes G are collated in Table 4, measured according to standard ASTM E1 12-10.
  • homogeneous welds were produced by butt-welding together two coupons taken from a strip made of the iron-manganese alloy according to Example 16 of Table 6. Heterogeneous welds were also made by welding by welding. end to end, a coupon taken from a strip made from the alloy according to Example 16 of Table 6 to a coupon taken from a strip made from Invar® M93 or from a coupon taken from a strip made from 304L stainless steel.
  • homogeneous welds were carried out by butt-welding two coupons taken together in strips made of Invar® M93 and heterogeneous welds by butt-welding together a coupon taken from a strip made of Invar® M93 and a coupon taken from a strip made of 304L stainless steel.
  • the tensile tests were performed at room temperature as is customary for welding qualification tests.
  • the inventors have produced laboratory castings of alloys exhibiting compositions as defined above, as well as of comparative alloys exhibiting compositions different from the composition described above.
  • the inventors carried out Varestraint tests on the strips obtained according to the European standard FD CEN ISO / TR 17641 -3 under 3.2% plastic deformation in order to evaluate their resistance to hot cracking. They measured the total length of cracks developed during the test, and classified the bands into three categories:
  • Hot cracking resistance is an important aspect of the weldability of an alloy, the weldability being all the better as the cracking resistance is important.
  • the inventors also tested the corrosion resistance by carrying out potentiometric tests. To this end, they carried out the following tests:
  • the lnvar®-M93 has the following composition, in percentage by weight:
  • Invar corresponds to bands for which Ja d er M n ⁇ Jm arM93 and Va er Mn / EENH> Vinvar M93 / EENH;
  • ⁇ Invar corresponds to bands for which J ad er M n> Jm ar 93 or Vader Mn / EENH ⁇ Vinvar mzl EENH ⁇ and
  • ⁇ Invar corresponds to bands for which Jacier Mn ⁇ Jinvar M93 or V aC ier
  • the inventors also carried out impact tests at -196 ° C on a reduced specimen (thickness ⁇ 3.5mm) and measured the breaking energy by impact of the strip (denoted KCV), in accordance with standard NF EN ISO 148- 1.
  • the breaking energy is expressed in J / cm 2 . It reflects the resilience of the band.
  • the results of these tests are summarized in the column entitled “KCV at -196 ° C” of Table 1 below.
  • the inventors also carried out dilatometric tests:
  • Néel's temperature corresponds to the temperature above which an antiferromagnetic material becomes paramagnetic.
  • the average coefficient of thermal expansion is determined by measuring the variation in length in micrometers between -180 ° C and 0 ° C of a 50 mm length test piece at 0 ° C. The average coefficient of thermal expansion is then obtained by applying the following formula: - x ———— where L ⁇ - L represents the variation of
  • L 0 represents the length of the test piece at 0 ° C
  • To is equal to 0 ° C
  • T1 is equal to -180 ° C.
  • Néel's temperature is determined by measuring L (T), where L is the length of the sample at temperature T, and then calculating the slope dL / dT.
  • the Néel temperature corresponds to the temperature of the change in slope of this curve.
  • min means N ⁇ 0.03% by weight. At these levels, nitrogen is considered a residual element.
  • mini means that the alloy comprises at most traces of these elements, preferably a content of each of these elements less than or equal to 1 ppm.
  • these bands have a corrosion resistance greater than or equal to that of Invar M93, an average coefficient of thermal expansion CTE between -180 ° C and 0 ° C less than or equal to 8.5.10 6 / ° C, a higher Néel temperature than or equal to 40 ° C., a resiliency KCV at -196 ° C greater than or equal to 80 J / cm 2 and an elastic limit Rp 0, 2 at -196 ° C greater than or equal to 700 MPa .
  • the bands produced in the iron-manganese-based alloy therefore exhibit properties of thermal expansion, resilience and mechanical resistance which are satisfactory for their use for applications for which high dimensional stability under the effect of temperature variations is required, in particular at cryogenic temperature.
  • the alloys according to the tests numbered 1 to 5 have a chromium content strictly less than 7.0% by weight. It is observed that the corresponding bands exhibit poor resistance to hot cracking, and therefore unsatisfactory weldability. Furthermore, tests 1 and 3 show that this poor resistance to hot cracking is not compensated for by the addition of carbon, even at relatively high contents.
  • the alloy according to test 11 has a chromium content strictly greater than 14.0% by weight. It is observed that the corresponding bands exhibit significant fragility at cryogenic temperature, resulting in a KCV resilience strictly less than 50 J / cm 2 . It is also observed that this alloy has a Néel temperature strictly lower than 40 ° C.
  • the alloy according to test numbered 13 has a nickel content strictly greater than 2.5% by weight. It is observed that the corresponding bands have an average coefficient of thermal expansion GTE between -180 ° C and 0 ° C strictly greater than 8.5.10 6 / ° C.
  • the bands corresponding to tests 14, 17, 19 and 20 which comprise rare earths in proportions of between 0.010% and 0.14% by weight, exhibit excellent resistance to hot cracking, with lengths of cracks less than 2 mm.
  • the bands corresponding to tests 18 and 21 have a rare earth content strictly greater than 0.14% by weight, and it is found that these bands have degraded weldability.
  • the iron-manganese-based alloy can be advantageously used in any application in which good dimensional stability, associated with good corrosion resistance and good weldability are desired, in particular in the cryogenic field or in the field of construction. 'electronic. Taking into account their properties, the alloys selected above can be advantageously used for the manufacture of welded assemblies intended for cryogenic applications, and in particular of tanks or tubes for transporting or storing liquefied gases.
  • the Fe-Mn alloys selected above are particularly suitable for applications of storage and transport of liquefied gases, in particular for producing relatively thin containment systems also called membranes, for example in thicknesses less than or equal to 3mm, preferably less than or equal to 2mm, or even less than or equal to 1 mm.
  • the storage and / or transport system is produced in the form of a sealed and thermally insulating tank and further comprises a supporting structure and a thermally insulating barrier arranged between the supporting structure and the container.
  • the container is essentially made in the form of a metal membrane retained on an interior surface of the thermally insulating barrier.
  • the metal sheets forming the metal membrane are corrugated and include at least one series of parallel corrugations to promote elastic elongation of the membrane in at least one direction. Such corrugations may protrude on an interior or exterior surface of the metal membrane.
  • a first series of parallel corrugations extends in a first direction and a second series of parallel corrugations extends in a secant second direction, preferably orthogonal, to the first direction.
  • the corrugations of the two series can present intersections or, on the contrary, not present intersections.
  • the corrugations of the metal membrane can in particular be produced in the metal sheets by bending or by stamping.
  • a bending process it is in particular possible to produce a corrugation extending from one edge to the other of the metal sheet without significant stretching of the metal sheet, which preserves its mechanical resistance to fatigue.
  • these corrugations can be arranged in alignment with one another to form, on an interior or exterior surface of the metallic membrane, a continuous channel extending over all or part of the vessel wall.
  • Such a continuous channel can be used to circulate an inert gas in the vessel wall.
  • stamping process it is in particular possible to produce a shorter corrugation, not extending from one edge to the other of the metal sheet, which limits or avoids the formation of channels of great length.
  • the corrugated metal sheets are made of the iron-manganese-based alloy and have a grain size measured according to ASTM E1 12-10 of between 6 and 8. This standard size which designates relatively large grains. and influences the elastic limit.
  • the corrugated metal sheets made of iron-manganese-based alloy and have a yield strength Rp 0, 2 to 20 ° C lower than 350 MPa, preferably between 300 and 350 MPa. Such an elastic limit promotes the formability of the alloy.
  • the sealed and thermally insulating tank has at least one flat wall and the metal membrane of the flat wall is made in the form of a membrane stretched in a longitudinal direction of the flat wall, the metal sheets which form the metal membrane being made in the form of strips extending in the longitudinal direction and a central portion of which is planar to rest on the inner surface of the thermally insulating barrier.
  • the metal sheets produced in the form of strips may have raised longitudinal edges which protrude towards the inside of the tank with respect to the flat central portion and which are welded two by two to form expansion bellows favoring elastic elongation of the metal membrane in a transverse direction perpendicular to the longitudinal direction.
  • the metal membrane of the flat wall further comprises a weld support arranged longitudinally between two strips of the tensioned membrane, the weld support being linked to the thermally insulating barrier to retain the tensioned membrane on the thermally barrier. insulating, a raised edge of each of said two strips being welded to the weld support to form a said expansion bellows.
  • the tank comprises a connecting beam attached to the supporting structure and one end of the tensioned membrane is welded to the connecting beam for take up the tensile force of the stretched membrane in the longitudinal direction.
  • the connecting beam is advantageously made of an iron-manganese-based alloy.
  • the connecting beam can also be made of Invar®.
  • the two bands and the solder support are made of the iron-manganese-based alloy.
  • the welding support can also be made from another metal, for example stainless steel or Invar®.
  • the metal sheets produced in the form of strips are made of the iron-manganese-based alloy and have a grain size measured according to ASTM E1 12-10 of between 8.5 and 12. This standardized size which designates relatively fine grains influences the elastic limit.
  • the metal sheets provided in the form of strips are made of the alloy based on iron-manganese and have a yield strength Rp 0, 2 to 20 ° C higher than 350 MPa, preferably between 350 and 450 MPa .
  • the elastic limit at -163X is preferably between 750 and 950 MPa.
  • Such a sealed and thermally insulating tank can be produced in different ways, for example with a single sealed barrier or with several successive sealed barriers.
  • the iron-manganese base alloy can be used in the secondary membrane and / or in the primary membrane. It is recalled that a secondary membrane designates a sealed membrane arranged around a primary membrane and intended to contain the liquefied gas in the event of a fault or rupture of the primary membrane.
  • the container is a secondary membrane and the thermally insulating barrier is a secondary insulating barrier, the sealed and thermally insulating tank further comprising a primary insulating barrier resting on the secondary membrane and a primary membrane retained on the barrier.
  • primary insulation preferably a corrugated primary membrane of stainless steel, for example 304L stainless steel.
  • the container is a primary membrane and the thermally insulating barrier is a primary insulating barrier
  • the sealed and thermally insulating tank further comprising a secondary membrane arranged between the primary insulating barrier and the supporting structure and retained on a secondary insulating barrier arranged between the secondary membrane and the supporting structure.
  • Such a sealed and thermally insulating tank may form part of an onshore storage installation, for example for storing LNG or be installed in a floating, coastal or deep-water structure, in particular an LNG vessel, a floating storage unit and regasification (FSRU), a floating production and remote storage unit (FPSO) and others.
  • FSRU floating storage unit and regasification
  • FPSO floating production and remote storage unit
  • Such a tank can have different geometries, for example prismatic, cylindrical, spherical or other.
  • the invention also provides a floating structure comprising a double hull and the aforementioned storage and / or transport system can be integrated into the double hull.
  • An internal hull of the floating structure then forms the load-bearing structure.
  • the floating structure is produced in the form of a liquefied gas transport vessel, in particular an LNG carrier.
  • the storage and / or transport system for a liquefied gas constitutes a fuel tank for the propulsion of the floating structure.
  • the invention also provides a loading or unloading system, comprising a above-mentioned floating structure, insulated pipes arranged so as to connect the sealed and thermally insulating tank installed in the hull to a floating or land storage installation. and a pump capable of driving a flow of liquefied gas through the insulated pipes from or towards the floating or terrestrial storage installation towards or from the sealed and thermally insulating tank.
  • the invention also provides a method for loading or unloading a floating structure mentioned above, in which a flow of liquefied gas is conveyed through isolated pipes from or to a floating or land storage installation to or from from the sealed and thermally insulating tank.
  • the storage and / or transport system for a liquefied gas is implemented in the form of a terrestrial storage system.
  • the container can also be made in the form of a self-supporting tank or in the form of a pipe.
  • a self-supporting tank can have different geometries, for example prismatic, cylindrical, spherical or other.
  • the invention also provides a method of manufacturing a container intended to be in contact with a liquefied gas for the storage, transfer and / or transport of liquefied gas, comprising:
  • liquefied gas By liquefied gas is meant a body which occurs in the vapor state under normal temperature and pressure conditions and which has been cooled to appear in a liquid phase.
  • liquefied gases that can be stored in such a system are for example LNG, LPG, ethylene etc.
  • Figure 1 is a cutaway perspective view of a membrane tank wall according to a first embodiment.
  • Figure 2 is a cutaway perspective view of a membrane tank wall according to a second embodiment.
  • Figure 3 is a cutaway perspective view of a membrane tank wall according to a third embodiment.
  • Figure 4 is a schematic perspective view of a corrugated waterproof membrane formed from stamped sheets.
  • Figure 5 is a schematic sectional view of a self-supporting tank embedded in the hull of a ship.
  • Figure 6 is a cut-away schematic representation of an LNG vessel tank and a loading / unloading terminal for this tank.
  • FIG. 1 is a diagrammatic cutaway perspective view of the sealed and insulating walls of a prismatic tank, at an angle between a bottom wall and a transverse wall.
  • the supporting structure of the tank is here formed by the internal hull of a double-hull ship, the bottom wall of which is shown in number 1, and by transverse partitions 2, which define compartments in the internal hull of the ship. .
  • a corresponding wall of the tank is made by superimposing, successively, a secondary insulation layer 3, a secondary waterproof membrane 4, a primary insulation layer 5 and a primary waterproof membrane 6.
  • the secondary waterproof membranes 4 of the two walls and the primary waterproof membranes 6 of the two walls are connected by a connecting ring 15 in the form of a beam with a square section which allows the tensile forces of the watertight membranes resulting from thermal contraction, deformation of the hull at sea and movements of the cargo.
  • a possible structure of the connecting ring 15 is described in more detail in FR-A-2549575.
  • the secondary 4 and primary 6 waterproof membranes are here stretched membranes. Each of them is made up of a series of parallel strakes with raised edges 8, which are arranged alternately with elongated solder supports 9.
  • the solder supports 9 are each retained in the underlying insulation layer, for example by being housed in grooves 7 formed in the lids of boxes filled with insulating material. This alternating structure is produced over the entire surface of the walls, which can involve very long lengths. Over these long lengths, the sealed welds between the raised edges of the strakes and the weld supports interposed between them can be produced in the form of rectilinear weld beads parallel to the wall.
  • the aforementioned Fe-Mn alloys can be used to produce strakes 8 at a lower cost than invar ®.
  • the thickness of strakes 8 is for example between 0.5 and 1.5 mm, preferably about 0.7 mm.
  • the aforementioned Fe-Mn alloys can also be used to produce the solder supports 9 at a lower cost than invar ®.
  • the thickness of the welding supports 9 is for example between 0.5 and 1.5 mm.
  • the aforementioned Fe-Mn alloys can also be used to produce the connecting ring 15 at a lower cost than invar ®.
  • the thickness of the sheets forming the connecting ring 15 is for example between 0.5 and 1.5 mm.
  • the strakes 8 made of Fe-Mn alloy can also be welded to a connecting ring 15 made of invar®, given the good weldability of the two metals.
  • the welds of the parallel strakes with raised edges 8 arranged alternately with the elongated welding supports 9 can be carried out by means of an automatic induction welding machine. Further details on making these welds can be found in publication WO-A-2012072906.
  • the secondary membrane 4 remains a stretched membrane similar to FIG. 1 while the primary membrane 6 is here a corrugated membrane formed of rectangular sheets 21 welded to lap at the level of overlap zones 20.
  • the rectangular sheets carry two series of equidistant corrugations. 22 and 23 extending in two orthogonal directions, parallel to the edges of the rectangular sheets.
  • the corrugations 22 and 23 have intersections 24.
  • the aforementioned Fe-Mn alloys can be used to produce all or part of the secondary membrane 4 as indicated above.
  • the rectangular sheets 21 of the primary membrane 6 are made of 304L stainless steel.
  • the aforementioned Fe-Mn alloys can also be used to produce the rectangular sheets 21.
  • the thickness of the sheets 21 is for example between 0.5 and 1, 5 mm, preferably approximately 1, 2 mm.
  • the corrugations 22 and 23 can be formed by folding.
  • stainless steel can be used to produce parts to which the primary membrane 6 made of Fe-Mn alloy is locally welded, in particular anchor strips. 28 attached to the primary thermally insulating barrier 5, omitted in Figure 2 but shown in Figure 3.
  • a tensioned membrane and a corrugated membrane work differently and require different mechanical properties.
  • thermal contraction has the effect of creating a strong static tensile stress in the longitudinal direction.
  • substantially no movement of the sheets can take place in the longitudinal direction. It is therefore desirable for the elastic limit of strakes 8 to be very high. For this, a relatively small grain size is preferred, for example G between 8 and 12.5.
  • the primary membrane 6 here remains a corrugated membrane formed of rectangular sheets 21, the corrugations of which project towards the interior of the tank.
  • the secondary membrane 34 is another corrugated metal membrane, also formed of rectangular sheets welded to lap at the overlap areas. Its corrugations 35 protrude outwardly from the tank and are housed in grooves formed on the inner surface of the secondary insulation barrier 3. Rods 36 fixed on the interior surface of the secondary insulation barrier 3 pass through the. secondary membrane 34 and serve to fix insulating panels forming the primary insulation barrier 5.
  • the aforementioned Fe-Mn alloys can be used to produce all or part of the secondary membrane 34 and / or the corrugated primary membrane 6.
  • the welds of the corrugated rectangular sheets can be carried out by means of an automated machine comprising a mobile welding torch, for example as described in EP-A-061 1217.
  • the corrugated membranes 6 and 34 of Figures 2 and 3 have continuous corrugations extending from edge to edge of the metal sheets. Undulations can be made with other geometries.
  • the sealed membranes form two sealed containers nested one inside the other and intended to confine the liquefied gas, namely a primary container essentially consisting of of the primary membrane and a secondary container essentially consisting of the secondary membrane.
  • Certain parts of the primary container and / or of the secondary container can however be made by other parts, possibly thicker than the sheets forming the membrane itself. These other parts are for example located at the level of the edges between two walls of the tank, according to the known technique, for example in the form of corner parts to which the membranes of the two walls adjacent to the edge are connected, as in the case of the aforementioned square section beam.
  • FIG. 4 represents a metal membrane 40, which can be produced in the aforementioned Fe-Mn alloys, formed of rectangular sheets welded to lap at the level of overlap zones 41 and which comprises stamped corrugations 42 and 43.
  • the stamped corrugations 42 and 43 are interrupted at a distance from each other and therefore have no inlei sections.
  • the metallic membrane 40 can be employed as a single membrane and / or a primary membrane and / or a secondary membrane.
  • a self-supporting tank 50 which can be produced in the aforementioned Fe-Mn alloys.
  • the self-supporting tank 50 is formed of thicker sheets welded together, for example with a thickness of 5 to 20mm, and which form a sealed envelope 51, for example of polyhedral shape, as well as stiffeners, namely transverse stiffeners 52 and longitudinal stiffeners 53.
  • the self-supporting tank 50 is embedded in the hull 55 of a ship. It is supported on the bottom wall of the shell 55 by supports 54.
  • a thermal insulation not shown is preferably inserted in the space 56 between the self-supporting tank 50 and the shell 55.
  • the self-supporting tank 50 which is illustrated here in section, may have a three-dimensional prismatic geometry.
  • the tanks described above can be used in different types of storage facilities such as onshore facilities or in a floating structure such as an LNG vessel or the like.
  • a cut-away view of an LNG carrier 70 shows a sealed and insulating tank 71 of generally prismatic shape mounted in the double hull 72 of the ship.
  • the wall of the tank 71 comprises a primary sealed barrier intended to be in contact with the LNG contained in the tank, a secondary watertight barrier arranged between the primary watertight barrier and the double hull 72 of the ship, and two insulating barriers arranged respectively between the primary watertight barrier and the secondary watertight barrier and between the secondary watertight barrier and the double hull 72.
  • loading / unloading pipes 73 arranged on the upper deck of the ship can be connected, by means of suitable connectors, to a maritime or port terminal for transferring a cargo of LNG from or to the tank 71.
  • FIG. 6 represents an example of a maritime terminal comprising a loading and unloading station 75, an underwater pipe 76 and an installation on land 77.
  • the loading and unloading station 75 is a fixed off-shore installation comprising an arm. mobile 74 and a tower 78 which supports the mobile arm 74.
  • the mobile arm 74 carries a bundle of insulated flexible pipes 79 which can be connected to the loading / unloading pipes 73.
  • the mobile swivel arm 74 adapts to all sizes of LNG carriers .
  • a connecting pipe, not shown, extends inside the tower 78.
  • the loading and unloading station 75 allows the loading and unloading of the LNG carrier 70 from or to the onshore installation 77.
  • the latter comprises liquefied gas storage tanks 80 and connecting pipes 81 connected by the underwater pipe 76 to the loading or unloading station 75.
  • the underwater pipe 76 allows the transfer of the liquefied gas between the loading or unloading station 75 and the shore installation 77 over a long distance, for example 5 km, which makes it possible to keep the LNG carrier 70 at a great distance from the coast during loading and unloading operations.
  • pumps on board the ship 70 and / or pumps equipping the shore installation 77 and / or pumps equipping the loading and unloading station 75 are used.

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Abstract

Un système de stockage et/ou de transport pour un gaz liquéfié comporte un contenant (4, 6) destiné à être en contact avec le gaz liquéfié, dans lequel le contenant est essentiellement constitué de tôles métalliques soudées ensemble de manière étanche, au moins une dite tôle métallique étant en un alliage à base de fer-manganèse comprenant, en poids : 25,0% ≤ Mn ≤ 32,0%; 7,0% ≤ Cr ≤ 14,0%; 0 ≤ Ni ≤ 2,5%; 0,05% ≤ N ≤ 0,30%; 0,1 ≤ Si ≤ 0,5%; optionnellement 0,010% ≤ terres rares ≤ 0,14%; le reste étant du fer et des éléments résiduels résultant de l'élaboration.

Description

SYSTÈME DE STOCKAGE ET/OU DE TRANSPORT POUR
UN GAZ LIQUÉFIÉ
Domaine technique
L’invention se rapporte au domaine du stockage et du transport des gaz liquéfiés, en particulier à des contenants métalliques étanches convenant pour stocker, transférer ou transporter des fluides froids tels que les gaz liquéfiés.
L’invention concerne notamment des membranes métalliques étanches pour le transport, le transfert et le stockage des gaz liquéfiés fabriquées à partir de tôles métalliques soudées ensemble de manière étanche.
Arrière-plan technologique
Des cuves étanches et thermiquement isolantes à membranes métalliques étanches sont notamment employées pour le stockage de gaz naturel liquéfié (GNL), pouvant être stocké à pression atmosphérique à environ -162°C. Ces cuves peuvent être installées à terre ou sur un ouvrage flottant. Dans le cas d’un ouvrage flottant, la cuve peut être destinée au transport de gaz naturel liquéfié ou à recevoir du gaz naturel liquéfié servant de carburant pour la propulsion de l’ouvrage flottant.
Afin de limiter les contraintes d’origine thermique dans une telle membrane métallique étanche, il est courant d’utiliser des alliages à forte teneur en Nickel connus sous le nom Invar® et qui présentent un coefficient de dilatation thermique remarquablement faible. Toutefois, la proportion élevée de Nickel rend ces alliages relativement coûteux. De plus, la soudabilité de ces alliages sur d’autres métaux ne donne pas toujours satisfaction, notamment en termes de tenue mécanique des soudures hétérogènes.
On connaît des alliages à base de fer comprenant également du carbone et du manganèse dédiés aux applications cryogéniques commercialisés par la société coréenne Posco. Ces aciers comprennent, en poids :
0,35% < C < 0,55%
22,0% < Mn < 26,0%
3.0% < Cr < 4,0%
0 < Si < 0,3%
le reste étant du fer et des éléments résiduels résultant de l'élaboration.
Cependant, ces alliages ne donnent pas entière satisfaction. En effet, même s’ils sont satisfaisants d’un point de vue de leur coefficient de dilatation thermique et de leur résilience à température ambiante et à température cryogénique (- 196°C), les inventeurs de la présente invention ont constaté qu’ils présentaient une sensibilité à la fissuration à chaud plus élevée que les alliages actuels Invar® et acier inoxydable 304 L.
Par ailleurs, les inventeurs de la présente invention ont également observé que ces aciers présentaient une sensibilité à la corrosion élevée. Or, une bonne résistance à la corrosion est importante pour les applications mentionnées ci-dessus, en particulier dans le cas de bandes minces, notamment afin de limiter les risques de rupture en fatigue ou de rupture sous contrainte des pièces et structures fabriquées à partir de ces alliages.
Une bonne résistance à la corrosion est particulièrement importante dans le cadre des pièces et assemblages prévus pour le stockage et le transport de gaz liquéfiés. En effet, ces pièces et assemblages peuvent être soumis à une corrosion atmosphérique relativement importante dans la mesure où les chantiers de construction des navires de transport de gaz liquéfiés intégrant de telles pièces et assemblages, ainsi que les sites de montage des tubes de transport de gaz liquéfiés sont généralement situés en bord de mer. Or, une corrosion sur une profondeur supérieure à une profondeur critique augmente le risque de rupture en fatigue, liée notamment aux refroidissements et réchauffages cycliques, ou de rupture sous contrainte des pièces et structures fabriquées à partir de ces alliages. Ces alliages ne sont donc pas entièrement satisfaisants pour les applications mentionnées ci-dessus.
Résumé
Une idée à la base de l’invention est d’employer, dans des applications de stockage et de transport des gaz liquéfiés, des tôles faites d’alliages qui présentent une haute teneur en manganèse, suffisante pour remplacer le Nickel en tant que stabilisateur de la phase austénitique à basse température, et qui présentent d’autres propriétés satisfaisantes pour ces applications.
Une autre idée à la base de l’invention est de satisfaire des exigences cumulées relatives à :
- la faible contraction thermique lors du refroidissement depuis la température ambiante
- la stabilité de la phase austénitique en service, pour conserver la ductilité à basse température,
- la résistance à la corrosion,
- la soudabilité, y compris en soudure hétérogène avec les aciers au carbone et aciers inoxydables,
- la tenue mécanique des soudures et donc l’absence de fissuration à chaud,
- la résilience à froid,
- la tenue mécanique en fatigue et en cyclage thermique.
Pour cela, l’invention fournit un système de stockage et/ou de transport pour un gaz liquéfié comportant un contenant destiné à être en contact avec le gaz liquéfié, dans lequel le contenant est essentiellement constitué de tôles métalliques soudées ensemble de manière étanche. Une des, certaines des ou toutes les tôles métalliques sont en un alliage à base de fer-manganèse qui comprend, en fraction massique :
25,0% < Mn < 32,0%
7,0% < Cr £ 14,0%
0 < Ni < 2,5%
0,05% < N < 0,30%
0, 1 < Si < 0,5%
optionnellement 0,010% £ terres rares < 0, 14%
le reste étant du fer et des éléments résiduels résultant de l’élaboration.
Selon des modes de réalisation particuliers, l’alliage comprend une ou plusieurs des caractéristiques suivantes, prise(s) isolément ou suivant toute(s) combinaison(s) techniquement possible(s) :
- La teneur en chrome est comprise entre 8,5% et 1 1 ,5% en poids.
- La teneur en nickel est comprise entre 0,5% et 2,5% en poids.
- La teneur en azote comprise entre 0,15% et 0,25% en poids.
- Les terres rares comprennent un ou plusieurs éléments choisis parmi : le lanthane, le cérium, l’yttrium, le praséodyme, le néodyme, le samarium et l’ytterbium .
- L’alliage fer-manganèse tel que décrit ci-dessus présente un coefficient moyen de dilatation thermique GTE entre -180°C et 0°C inférieur ou égal à 8,5.10-6/°C.
- L’alliage à base de fer-manganèse tel que décrit ci-dessus présente une température de Néel ÏNéei supérieure ou égale à 40°C.
- L’alliage à base de fer-manganèse tel que décrit ci-dessus présente, lorsqu’il est élaboré en bande mince d’épaisseur inférieure ou égale à 3 mm, l’une au moins parmi les caractéristiques suivantes :
- une résilience KCV sur éprouvette réduite de 3 mm d’épaisseur et à température cryogénique (-196°C) supérieure ou égale à 80 J/cm2, et par exemple supérieure ou égale à 100 J/cm2
- une limite d’élasticité Rp0 2 à -196°C supérieure ou égale à 700 MPa ; - une limite d’élasticité Rp0,2 à température ambiante (20°C) supérieure ou égale à 300 MPa.
- L’alliage à base de fer-manganèse tel que décrit ci-dessus est austénitique à température cryogénique et à température ambiante.
Dans ces alliages, la fonction des différents éléments chimiques peut être schématisée comme suit.
Le manganèse Mn favorise la ductilité en stabilisant la phase austénitique déformable à froid. Il favorise donc le durcissement par maclage sans perte de ductilité, ce qui se traduit par un grand allongement à la rupture.
Le Chrome Cr garantie la tenue à la corrosion atmosphérique. En combinaison avec l’azote, il permet l’obtention d’une couche de passivation superficielle. La teneur doit cependant être limitée pour éviter la formation d’une phase indésirable (phase sigma).
Optionnellement, une petite quantité de nickel Ni peut être utilisée pour aussi stabiliser la phase austénitique à basse température, par exemple à - 163°C, et assurer ainsi l’absence de transition de phase avec le refroidissement et l’écrouissage.
L’azote N joue un rôle de stabilisateur de la phase austénitique et aussi de protection contre la corrosion. De préférence, l’indice de résistance à la piqûration ou PREN (pour pitting résistance number) de l’alliage est compris entre 1 1 et 15. On rappelle la définition de cet indice :
PREN = [Cr] + 3,3 * [Mo] + 16 * [N]
où [X] désigne la fraction massique de l’élément chimique X exprimée en pourcentage.
La carbone C doit rester en petites quantités compte tenu de son affinité avec le chrome qui risque de produire une précipitation de carbures. Le durcissement induit par le carbone peut aussi s’avérer défavorable à la soudabilité. Il favorise cependant la tenue mécanique, augmente la limite élastique Re et la charge à la rupture Rm.
Le silicium Si résulte de l’élaboration et doit être limité pour préserver la soudabilité. Il joue cependant un rôle stabilisateur.
Les éléments métalliques tels que les terres rares, en particulier le cérium Ce et le lanthane La et l’yttrium Y, améliorent de manière remarquable la soudabilité de l’alliage.
Un tel alliage est un acier austénitique à haut manganèse. Il s’agit d’un alliage austénitique à température ambiante et à température cryogénique (-196°C). Par éléments résiduels résultant de l’élaboration, on entend des éléments qui sont présents dans les matières premières utilisées pour élaborer l’alliage ou qui proviennent des appareils utilisés pour son élaboration, et par exemple des réfractaires des fours. Ces éléments résiduels n’ont pas d’effet métallurgique sur l’alliage.
Les éléments résiduels comprennent notamment un ou plusieurs éléments choisis parmi : le carbone (C), l’aluminium (Al), le sélénium (Se), le soufre (S), le phosphore (P), l’oxygène (O), le cobalt (Co), le cuivre (Cu), le molybdène (Mo), l’étain (Sn), le niobium (Nb), le vanadium (V), le titane (Ti) et le plomb (Pb).
La teneur maximale cumulée de tous les éléments résiduels est de 0,8% en poids et de préférence inférieure à 0,5% en poids.
Pour chacun des éléments résiduels listés ci-dessus, les teneurs maximales sont, de préférence, choisies de la manière suivante, en poids :
C £ 0,05% en poids, et de préférence C £ 0,035% en poids,
Al £ 0,02% en poids, et de préférence Al £ 0,005% en poids,
Se £ 0,02% en poids, et de préférence Se £ 0,01 % en poids, encore plus avantageusement Se £ 0,005% en poids,
S £ 0,005% en poids, et de préférence S < 0,001 % en poids
P £ 0,04% en poids, et de préférence P £ 0,02% en poids
O £ 0,005% en poids, et de préférence O < 0,002% en poids
Co, Cu, Mo £ 0,2% en poids chacun
Sn, Nb, V, Ti < 0,02% en poids chacun
Pb < 0,001 % en poids.
En particulier, la teneur en sélénium est limitée selon les plages mentionnées ci-dessus dans le but d’éviter des problèmes de fissuration à chaud qui pourraient résulter d’une présence de sélénium trop élevée dans l’alliage. De manière avantageuse, la fraction massique de l’élément chimique Se est inférieure à 10ppm, de préférence inférieure à 5ppm, dans l’alliage à base de fer-manganèse.
L’alliage à base de fer-manganèse présente en particulier :
- un coefficient moyen de dilatation thermique CTE entre -180°C et 0°C inférieur ou égal à 8,5.10_6/°C ; et
- une température de Néel ÏNéei supérieure ou égale à 40°C,
et, lorsqu’il est élaboré en bande mince d’épaisseur inférieure ou égale à 3 mm,
- une résilience KCV sur éprouvette réduite de 3 mm d’épaisseur et à température cryogénique (-196°C) supérieure ou égale à 80 J/cm2, et par exemple supérieure ou égale à 100 J/cm2 ;
- une limite d’élasticité Rpo,2 à -196°C supérieure ou égale à 700 MPa ; et
- une limite d’élasticité Rpo,2 à température ambiante (20°C) supérieure ou égale à 300 MPa.
Par conséquent, cet alliage présente des propriétés de dilatation thermique, de résilience et de résistance mécanique satisfaisantes pour son utilisation pour les applications mentionnées précédemment, notamment à température cryogénique, telles que par exemple le transport et le stockage de fluides cryogéniques.
L’alliage à base de fer-manganèse présente en outre une résistance à la corrosion caractérisée par un courant critique de corrosion en milieu H2SO4 (2 mol.l 1) strictement inférieur à 230mA/cm2 et un potentiel de piqûre V en milieu NaCI (0,02 mol.l 1) strictement supérieur à 40mV, le potentiel de piqûre étant déterminé par référence à un potentiel de référence, l'électrode à hydrogène (ENH). L’alliage à base de fer-manganèse présente ainsi une résistance à la corrosion supérieure ou égale à celle de l’lnvar®-M93. On note dans ce contexte que l’lnvar®-M93 est un matériau habituellement utilisé dans le cadre des applications mentionnées précédemment, notamment à température cryogénique.
L’alliage à base de fer-manganèse présente également une soudabilité satisfaisante, et notamment une bonne tenue à la fissuration à chaud. En particulier, comme cela est expliqué ci-dessous, il présente une longueur de fissures inférieure ou égale à 7 mm lors d’un essai Varestraint pour 3% de déformation plastique. Par conséquent, l’alliage à base de fer-manganèse présente une tenue à la fissuration très supérieure à celle observée pour les alliages Fe-Mn antérieurs.
Plus particulièrement, dans l’alliage à base de fer-manganèse, le manganèse, à une teneur inférieure ou égale à 32,0% en poids permet d’obtenir un coefficient moyen de dilatation thermique inférieur à 8,5.10-6/°C entre -180°C et 0°C. Ce coefficient de dilatation thermique est satisfaisant pour l’utilisation de l’alliage dans le cadre des applications envisagées, et en particulier dans le cadre d’applications cryogéniques.
Par ailleurs, la teneur en manganèse supérieure ou égale à 25,0% en poids, associée à une teneur en chrome inférieure ou égale à 14,0% en poids permet d’obtenir une bonne stabilité dimensionnelle de l’alliage à température ambiante et à température cryogénique (-196°C). En particulier, la température de Néel de l’alliage est alors strictement supérieure à 40°C, et ne risque pas d’être atteinte aux températures habituelles d’utilisation de l’alliage. Or, une utilisation de l’alliage à des températures supérieures à la température de Néel risque de générer des variations importantes de dilatation des pièces et assemblages soudés à température ambiante. En effet, le coefficient de dilatation de l’acier à haut manganèse décrit ci-dessus est de l’ordre de 8.10_6/°C à des températures inférieures ou égales à la température de Néel, alors qu’il est de l’ordre de 16.106/°C pour des températures supérieures à la température de Néel.
Le chrome à une teneur inférieure ou égale à 14,0% en poids permet d’obtenir une bonne résilience KCV sur éprouvette réduite de 3 mm d’épaisseur et à température cryogénique (-196°C), et en particulier une résilience KCV à -196°C supérieure ou égale à 50 J/cm2. Au contraire, les inventeurs ont constaté qu’une teneur en chrome strictement supérieure à 14,0% en poids risque de résulter en une trop grande fragilité de l’alliage à température cryogénique.
Par ailleurs, à une teneur supérieure ou égale à 7,0% en poids, le chrome permet d’obtenir une bonne soudabilité de l’alliage. Les inventeurs ont constaté que la soudabilité tend à se dégrader pour des teneurs en chrome strictement inférieures à 7,0% en poids. Le chrome contribue également à améliorer la résistance à la corrosion de l’alliage.
De préférence, la teneur en chrome est comprise entre 8,5% et 1 1 ,5% en poids. Une teneur en chrome comprise dans cette plage aboutit à un compromis encore meilleur entre une température de Néel élevée et une tenue à la corrosion élevée.
Le nickel à une teneur inférieure ou égale à 2,5% en poids permet d’obtenir un coefficient moyen de dilatation thermique entre -180°C et 0°C inférieur ou égal à 8,5.106o/C. Ce coefficient de dilatation thermique est satisfaisant pour l’utilisation de l’alliage dans le cadre des applications envisagées, et notamment des applications cryogéniques mentionnées précédemment. Au contraire, les inventeurs ont constaté que le coefficient de dilatation thermique risque de se dégrader pour des teneurs en nickel strictement supérieures à 2,5% en poids.
De préférence, la teneur en nickel est comprise entre 0,5% et 2,5% en poids. En effet, une teneur en nickel supérieure ou égale à 0,5% en poids permet d’améliorer encore la résilience de l’alliage à température cryogénique (-196°C).
L’azote, à des teneurs supérieures ou égales à 0,05% en poids, contribue à améliorer la tenue à la corrosion. Cependant, sa teneur est limitée à 0,30% en poids afin de conserver une soudabilité et une résilience à température cryogénique (-196°C) satisfaisantes.
De préférence, la teneur en azote est comprise entre 0, 15% et 0,25% en poids. Une teneur en azote comprise dans cette plage permet d’obtenir un compromis encore meilleur entre les propriétés mécaniques et la tenue à la corrosion. Le silicium, présent dans l’alliage à une teneur comprise entre 0, 1 % et 0,5% en poids agit comme désoxydant dans l’alliage.
L’alliage comprend, à titre optionnel, des terres rares à une teneur comprise entre 0,010% et 0, 14% en poids. Les terres rares sont, de préférence, choisies parmi l’yttrium (Y), le cérium (Ce), le lantane (La), le praséodyme (Pr), le néodyme (Nd), le samarium (Sm) et l’ytterbium (Yb) ou les mélanges d’un ou plusieurs de ces éléments. Selon un exemple particulier, les terres rares comprennent un mélange de cérium et de lanthane ou de l’yttrium, utilisé seul ou mélangé avec du cérium et du lanthane.
En particulier, les terres rares consistent en du lanthane et/ou de l’yttrium, la somme des teneurs en lanthane et en yttrium étant comprise entre 0,010% et 0, 14% en poids.
En variante, les terres rares consistent en du cérium, la teneur en cérium étant comprise entre 0,010% et 0, 14% en poids.
De préférence, la fraction massique cumulée du ou des éléments métalliques choisis parmi Ce et La est comprise entre 100ppm et 200ppm dans l’alliage à base de fer-manganèse.
En variante, les terres rares consistent en un mélange de lanthane, d’yttrium, de néodyme et de praséodyme, la sommes des teneurs en lanthane, yttrium, néodyme et praséodyme étant comprise entre 0,010% et 0,14% en poids. Dans ce cas, on ajoute les terres rares par exemple sous la forme de Mischmetal à une teneur comprise entre 0,010% et 0, 14% en poids. Le Mischmetal contient du lanthane, de l’yttrium, du néodyme et du praséodyme dans les proportions suivantes : Ce : 50%, La : 25%, Nd : 20% et Pr : 5%.
La présence de terres rares, et plus particulièrement d’un mélange de cérium et de lanthane ou d’yttrium, aux teneurs indiquées ci-dessus permet d’obtenir un alliage présentant une très bonne tenue à la fissuration à chaud, et, par conséquent, une soudabilité encore améliorée.
A titre d’exemple, la teneur en terres rares est comprise entre 150 ppm et 800 ppm.
Avantageusement, l’alliage à base de fer-manganèse présente :
- un coefficient de dilatation thermique inférieur à 9,5.106 K 1 en valeur moyenne sur une plage de température comprise entre 0°C et - 180°C, de préférence inférieur à 8,5.106 K-1 ,
- une température de Néel TNMI supérieure ou égale à 40°C,
et, lorsqu’il est élaboré en bande mince d’épaisseur inférieure ou égale à 3 mm,
- une résilience sur éprouvette réduite de 3 mm d’épaisseur à -196°C supérieure à 80 J/cm2, de préférence supérieure à 100 J/cm2, - une limite élastique Rpo,2 supérieure à 700 MPa à -196°C,
- une charge à la rupture Rm supérieure ou égale à 1000 MPa à -163°C
- un allongement à la rupture supérieur à 40% à -163°C
- et une limite d’élasticité Rp0l2 à température ambiante (20°C) supérieure ou égale à 300 MPa.
L’élaboration de l’alliage à base de fer-manganèse peut impliquer les étapes qui vont être maintenant décrites
A titre d’exemple, il est élaboré dans un four électrique à arc, puis est affiné en poche par des méthodes habituelles (décarburation, désoxydation et désulfuration), qui peuvent notamment comprendre une étape de mise sous pression réduite. En variante, l’alliage à base de fer-manganèse est élaboré en four sous vide à partir de matières premières à bas résiduels.
On fabrique ensuite, par exemple, des bandes à chaud ou à froid à partir de l’alliage ainsi élaboré.
A titre d’exemple, on utilise le procédé suivant pour fabriquer de telles bandes à chaud ou à froid.
On coule l’alliage sous forme de demi-produits tels que des lingots, des électrodes de refusion, des brames, notamment des brames minces d’épaisseur inférieure à 200 mm, en particulier obtenues par coulée continue, ou des billettes.
Lorsque l’alliage est coulé sous forme d’électrode de refusion, celle-ci est avantageusement refondue sous vide ou sous laitier électro-conducteur afin d’obtenir une meilleure pureté et des demi-produits plus homogènes.
Le demi-produit ainsi obtenu est ensuite laminé à chaud à une température comprise entre 950°C et 1220°C pour obtenir une bande à chaud.
L’épaisseur de la bande à chaud est notamment comprise entre 2 mm et 6,5 mm.
Selon un mode de réalisation, le laminage à chaud est précédé d’un traitement thermique d’homogénéisation chimique à une température comprise entre 950°C et 1220°C pendant une durée comprise entre 30 minutes à 24 heures. Le procédé d’homogénéisation chimique est notamment réalisé sur la brame, en particulier la brame mince.
La bande à chaud est refroidie à température ambiante pour former une bande refroidie, puis enroulée en bobines. Optionnellement, la bande refroidie est ensuite laminée à froid pour obtenir une bande à froid présentant une épaisseur finale avantageusement comprise entre 0,5 mm et 2 mm. Le laminage à froid est effectué en une passe ou en plusieurs passes successives.
A l’épaisseur finale, la bande à froid est, optionnellement, soumise à un traitement thermique de recristallisation dans un four statique pendant une durée allant de 10 minutes à plusieurs heures et à une température supérieure à 700°C. En variante, elle est soumise à un traitement thermique de recristallisation dans un four de recuit continu pendant une durée allant de quelques secondes à 1 minute environ, à une température supérieure à 900°C dans la zone de maintien du four, et sous atmosphère protégée de type N2/H2 (30%/70%) avec une température de givre comprise entre -50°C et -15°C. La température de givre définit la pression partielle de vapeur d’eau contenue dans l’atmosphère de traitement thermique.
Un traitement thermique de recristallisation peut être réalisé, dans les mêmes conditions, en cours de laminage à froid, à une épaisseur intermédiaire entre l’épaisseur initiale (correspondant à l’épaisseur de la bande à chaud) et l’épaisseur finale. L’épaisseur intermédiaire est par exemple choisie égale à 1 ,5 mm lorsque l’épaisseur finale de la bande à froid est de 0,7 mm.
La méthode d’élaboration de l’alliage et de fabrication de bandes à chaud et à froid en cet alliage sont données uniquement à titre d’exemple.
En particulier, la bande présente une épaisseur inférieure ou égale à 6,5 mm, et de préférence inférieure ou égale à 3 mm.
Une telle bande est par exemple une bande à froid fabriquée par le procédé décrit ci-dessus ou une bande à chaud obtenue à l’issue de l’étape de laminage à chaud du procédé décrit ci-dessus.
Le laminage à froid peut être réalisé en une ou plusieurs étapes, chacune pouvant être éventuellement suivie d’un recuit de recristallisation afin de régler la taille des grains de microstructure. Les recuits de recristallisation lors des étapes de laminage à froid permettent de régler la limite élastique et d’améliorer la soudabilité.
Exemples 1
Des alliages A, B, C et D sont préparés en faisant varier la teneur de certains constituants, comme indiqué dans le tableau 1. Le tableau 2 indique les propriétés physiques mesurées pour ces alliages. La phase après refroidissement est déterminée par analyse microstructurale y désigne la phase austénitique et e désigne la phase martensitique. La charge à la rupture à -163°C Rm, la limite élastique à -163°C Rp0,2 et l’allongement à rupture à -163°C A sont déterminés par des essais de traction. La résilience est mesurée à l’aide d’une éprouvette Charpy.
Ces mesures montrent que les alliages C et D présentent des propriétés très avantageuses pour une application de confinement de liquide cryogénique tel qu’un gaz liquéfié.
Des essais Varestraint ont en outre été réalisés pour les alliages B, C et D et ont démontré l’absence de risque de fissuration à chaud.
Tableau 1
Figure imgf000013_0002
Tableau 2
Figure imgf000013_0003
Les propriétés mécaniques Rm, Rpo,2 et A sont données ici à titre de comparaison pour une taille de grain identique dans tous les alliages. Ces propriétés peuvent être modifiées par traitement thermique.
Exemple 2
Un alliage est préparé avec la composition indiquée dans le tableau 3 (fractions massiques) :
Tableau 3
Figure imgf000013_0001
Figure imgf000014_0001
La tôle initiale obtenue avec 3,5mm d’épaisseur est laminée à froid jusqu'à 1 mm. Un traitement de recristallisation de 10 min à 850°C permet d’obtenir une taille de grain très petite (4pm) et une limite élastique très élevée, autour de 500MPa. Il se produit un palier d'écoulement susceptible d’engendrer des défauts de répétabilité des formes lors du formage des membranes. Les paramètres du recuit de recristallisation sont investigués pour moduler la taille de grains. Les tailles de grains correspondantes G sont rassemblées dans le tableau 4, mesurées selon la norme ASTM E1 12-10.
Tableau 4
Figure imgf000014_0002
La tenue mécanique d’une soudure homogène entre deux pièces réalisées en l’alliage fer- manganèse ou d’une soudure hétérogène entre une pièce réalisée en l’alliage fer- manganèse et une pièce réalisée dans un alliage différent, et notamment en acier inoxydable 304L et en Invar® M93, a été investiguée par des essais de traction. Ces essais ont été réalisés en utilisant l’alliage selon l’exemple 16 du tableau 6 en tant qu’alliage fer- manganèse.
Plus particulièrement, on a réalisé des soudures homogènes en soudant entre eux en bout à bout deux coupons prélevés dans une bande réalisée dans l’alliage fer-manganèse selon l’exemple 16 du tableau 6. On a également réalisé des soudures hétérogènes en soudant en bout à bout un coupon prélevé dans une bande réalisée dans l’alliage selon l’exemple 16 du tableau 6 à un coupon prélevé dans une bande réalisée en Invar® M93 ou à un coupon prélevé dans une bande réalisée en acier inoxydable 304L.
Par ailleurs, on a réalisé, à titre de comparaison, des soudures homogènes en soudant entre eux en bout à bout deux coupons prélevés dans des bandes réalisées en Invar® M93 et des soudures hétérogènes en soudant entre eux en bout à bout un coupon prélevé dans une bande réalisée en Invar® M93 et un coupon prélevé dans une bande réalisée en acier inoxydable 304L.
Les résultats sont présentés dans le tableau 5.
Figure imgf000014_0003
Figure imgf000015_0001
Tableau 5 : Résultats des essais de traction
Les essais de traction ont été réalisés à température ambiante comme il est d’usage pour les essais de qualification de soudage.
Ces essais montrent que l’alliage à base de fer-manganèse présente une soudabilité satisfaisante avec l’acier inoxydable et l’Invar®.
Exemples 3
Les inventeurs ont réalisé des coulées de laboratoire d’alliages présentant des compositions telles que définies ci-dessus, ainsi que d’alliages comparatifs, présentant des compositions différentes de la composition décrite ci-dessus.
Ces alliages ont été élaborés sous vide, puis transformés à chaud par laminage pour obtenir des bandes de dimensions 35 mm de largeur et 4 mm d’épaisseur.
Ces bandes ont ensuite été usinées pour obtenir une surface dénuée d’oxydation à chaud.
Les compositions d’alliage de chacune des bandes testées sont exposées dans le tableau 6 ci-après.
Les inventeurs ont réalisé sur les bandes obtenues des essais Varestraint suivant la norme européenne FD CEN ISO/TR 17641 -3 sous 3,2% de déformation plastique afin d’évaluer leur tenue à la fissuration à chaud. Ils ont mesuré la longueur totale de fissures développées durant l’essai, et ont classé les bandes en trois catégories :
- les bandes présentant, à l’issue de l’essai, une longueur totale de fissures inférieure ou égale à 2 mm ont été considérées comme présentant une excellente tenue à la fissuration à chaud,
- les bandes présentant, à l’issue de l’essai, une longueur totale de fissures comprise entre 2 mm et 7 mm ont été considérées comme présentant une bonne tenue à la fissuration à chaud, tandis que
- les bandes présentant une longueur totale de fissures strictement supérieure à 7 mm ont été considérées comme présentant une tenue à la fissuration à chaud insuffisante.
Les résultats de ces essais sont exposés dans la colonne intitulée «Essais Varestraint » du tableau 1 ci-après. Dans cette colonne, on a noté : « 1 » : les bandes présentant une excellente tenue à la fissuration à chaud ;
« 2 » : les bandes présentant une bonne tenue à la fissuration à chaud ;
« 3 » : les bandes présentant une tenue à la fissuration à chaud insuffisante.
La tenue à la fissuration à chaud constitue un aspect important de la soudabilité d’un alliage, la soudabilité étant d’autant meilleure que la tenue à la fissuration est importante.
Les inventeurs ont également testé la tenue à la corrosion par la réalisation d’essais potentiométriques. A cet effet, ils ont réalisé les tests suivants :
- évaluation de la corrosion généralisée par mesure du courant critique de corrosion Ja erMn en milieu H2SO4 (2 mol. ) et comparaison de ce courant à celui mesuré pour des bandes en lnvar®-M93 (J invar M93 ~ 230mA/cm2) ;
- évaluation de la corrosion localisée par mesure du potentiel de piqûre V en milieu NaCI (0,02 mol.l 1) et comparaison de ce potentiel V avec celui de l’lnvar®-M93 (Vinvar M93/EENH ~ 40m V), où EENH est le potentiel de référence par rapport à l’électrode à hydrogène.
On rappelle que l’lnvar®-M93 présente la composition suivante, en pourcentage en poids :
35% < Ni < 36.5%
0,2% < Mn < 0,4%
0,02 < C < 0,04%
0,15 £ Si £ 0,25%
optionnellement
0 <Co£20%
0 <Ti<0,5%
0,01%£Cr<0,5%
le reste étant du fer et des éléments résiduels résultant de l’élaboration.
Si JaderMn < invarM93 et Va er P/EENH > Vin ar M93/ EENH, l’acier testé est jugé plus résistant à la corrosion que l’Invar M93.
Si Jader n > JmvarM93 ou Vader Mn / EENH < VmvarM93/ EENH, l’acier testé est jugé moins résistant à la corrosion que l’lnvar®-M93.
Les résultats de ces tests sont résumés dans la colonne intitulée « Tenue à la corrosion» du tableau 6 ci-après. Dans cette colonne :
- la mention « > Invar » correspond à des bandes pour lesquelles JaderMn < Jm arM93 et Va er Mn/ EENH > Vinvar M93/ EENH ;
- la mention « < Invar » correspond à des bandes pour lesquelles JaderMn > Jm ar 93 ou Vader Mn / EENH < Vinvar mzl EENH \ et
- la mention « ~ Invar » correspond à des bandes pour lesquelles Jacier Mn ~ Jinvar M93 ou VaCier
Mn / EENH ~ Vinvar M93/ EENH-
Les inventeurs ont également réalisé des essais de résilience à -196°C sur éprouvette réduite (épaisseur ~ 3,5mm) et mesuré l’énergie de rupture par choc de la bande (notée KCV), conformément à la norme NF EN ISO 148-1. L’énergie de rupture est exprimée en J/cm2. Elle traduit la résilience de la bande. Les résultats de ces tests sont résumés dans la colonne intitulée « KCV à -196°C » du tableau 1 ci-après.
Les inventeurs ont également réalisé des essais dilatométriques :
- de -180°C à 0°C afin de déterminer le coefficient moyen de dilatation thermique de l’alliage ; et
- de 20°C à 500°C afin de déterminer la température de Néel T éei de l’alliage. La température de Néel correspond à la température au-dessus de laquelle un matériau antiferromagnétique devient paramagnétique.
Plus particulièrement, le coefficient moyen de dilatation thermique est déterminé en mesurant la variation de longueur en micromètres entre -180°C et 0°C d’une éprouvette de longueur 50 mm à 0°C. Le coefficient moyen de dilatation thermique est alors obtenu par application de la formule suivante : —
Figure imgf000017_0001
x——— où L· - L représente la variation de
re - 7î
longueur en micromètres entre 0°C et -180°C, L0 représente la longueur de l’éprouvette à 0°C, To est égale à 0°C et T1 est égale à -180°C.
La température de Néel est déterminée en mesurant L(T), où L est la longueur de l’échantillon à la température T, puis en calculant la pente dL/dT. La température de Néel correspond à la température de changement de pente de cette courbe.
Les résultats de ces essais sont indiqués respectivement dans les colonnes intitulées « GTE [-180°C à 0°C] » et « TNéei » du tableau 1 ci -a près.
Enfin, les inventeurs ont réalisé des essais mécaniques par traction plane à -196°C pour mesurer la limite élastique à 0,2% d’allongement Rp0 2 à -196°C. Les résultats de ces essais sont résumés dans la colonne intitulée « Rpo,2 à -196°C » du tableau 1 ci-après. 16
Figure imgf000018_0001
Tableau 6 : Compositions d'alliages et résultats des essais
Dans le tableau 6 ci-dessus, « n.d. » signifie que la valeur considérée n’a pas été déterminée. Par ailleurs, les essais conformes à l’invention ont été soulignés.
Dans ce tableau :
- pour les éléments C, Al, Se, S, P, O, « mini » signifie :
C < 0,05% en poids,
Al < 0,02% en poids,
Se < 0,001 % en poids,
S < 0,005% en poids,
P < 0,04% en poids,
O < 0,002% en poids,
- les éléments notés « Autres » incluent Co, Cu, Mo, Sn, Nb, V, Ti et Pb, et, dans cette colonne, « mini » signifie :
Co, Cu, Mo < 0,2% en poids,
Sn, Nb, V, Ti < 0,02% en poids, et
Pb < 0,001 % en poids.
Pour l’azote, « mini » signifie N < 0,03% en poids. A ces teneurs, l’azote est considéré comme un élément résiduel.
Pour les terres rares, à savoir Ce, La et Y, « mini » signifie que l’alliage comprend au plus des traces de ces éléments, de préférence une teneur en chacun de ces éléments inférieure ou égale à 1 ppm.
Les essais numérotés 6, 8, 10, 12, 15 à 17, 19 et 20 sont conformes à l’invention.
On constate que les bandes réalisées suivant ces essais présentent une bonne, voir une excellente, tenue à la fissuration à chaud (cf. colonne essais Varestraint), et présentent donc une bonne soudabilité.
Par ailleurs, ces bandes présentent une résistance à la corrosion supérieure ou égale à celle de l’Invar M93, un coefficient moyen de dilatation thermique CTE entre -180°C et 0°C inférieur ou égal à 8,5.106/°C, une température de Néel supérieure ou égale à 40°C, une résilience KCV à -196°C supérieure ou égale à 80 J/cm2 et une limite d’élasticité Rp0,2 à -196°C supérieure ou égale à 700 MPa.
Les bandes réalisées dans l’alliage à base de fer-manganèse présentent donc des propriétés de dilatation thermique, de résilience et de résistance mécanique satisfaisantes pour leur utilisation pour des applications pour lesquelles une stabilité dimensionnelle élevée sous l’effet des variations de température est requise, notamment à température cryogénique.
Les alliages selon les essais numérotés 1 à 5 présentent une teneur en chrome strictement inférieure à 7,0% en poids. On constate que les bandes correspondantes présentent une mauvaise tenue à la fissuration à chaud, et donc une soudabilité peu satisfaisante. Par ailleurs, les essais 1 et 3 montrent que cette mauvaise tenue à la fissuration à chaud n’est pas compensée par l’ajout de carbone, même à des teneurs relativement élevées.
L'alliage selon l’essai 11 présente une teneur en chrome strictement supérieure à 14,0% en poids. On observe que les bandes correspondantes présentent une fragilité importante à température cryogénique, se traduisant par une résilience KCV strictement inférieure à 50 J/cm2. On observe également que cet alliage présente une température de Néel strictement inférieure à 40°C.
L’alliage selon l’essai numéroté 13 présente une teneur en nickel strictement supérieure à 2,5% en poids. On observe que les bandes correspondantes présentent un coefficient moyen de dilatation thermique GTE entre -180°C et 0°C strictement supérieur à 8,5.106/°C.
La comparaison des essais 7 et 8 montre que, toutes choses étant égales par ailleurs, l’augmentation de la teneur en azote permet d’améliorer la tenue à la corrosion. Par ailleurs, l’alliage selon l’essai numéroté 9 présente une teneur en azote strictement supérieure à 0,30% en poids, et on observe qu’il présente une soudabilité et une résilience KCV à -196°C dégradées.
Par ailleurs, comme le montre la comparaison des essais 14 et 15, la diminution de la teneur en manganèse, toutes choses étant égales par ailleurs, résulte en une diminution de la température de Néel.
On observe également que les bandes correspondant aux essais 14, 17, 19 et 20, qui comprennent des terres rares dans des proportions comprises entre 0,010% et 0, 14% en poids présentent une excellente résistance à la fissuration à chaud, avec des longueurs de fissures inférieures à 2 mm. Au contraire, les bandes correspondant aux essais 18 et 21 présentent une teneur en terres rares strictement supérieure à 0, 14% en poids, et l’on constate que ces bandes présentent une soudabilité dégradée.
L’alliage à base de fer-manganèse peut être avantageusement utilisé dans toute application dans laquelle une bonne stabilité dimensionnelle, associée à une bonne résistance à la corrosion et une bonne soudabilité sont désirées, notamment dans le domaine cryogénique ou encore dans le domaine de l’électronique. Compte tenu de leurs propriétés, les alliages sélectionnés ci-dessus peuvent être avantageusement utilisés pour la fabrication d’assemblages soudés destinés à des applications cryogéniques, et notamment de cuves ou de tubes de transport ou de stockage de gaz liquéfiés.
Les alliages Fe-Mn sélectionnés ci-dessus conviennent particulièrement pour des applications de stockage et de transport des gaz liquéfiés, en particulier pour réaliser des systèmes de confinement relativement minces aussi appelés membranes, par exemple dans des épaisseurs inférieures ou égales à 3mm, de préférence inférieures ou égales à 2mm, voire inférieures ou égales à 1 mm.
Selon un mode de réalisation correspondant, le système de stockage et/ou transport est réalisé sous la forme d’une cuve étanche et thermiquement isolante et comporte en outre une structure porteuse et une barrière thermiquement isolante disposée entre la structure porteuse et le contenant. Dans une telle cuve, le contenant est essentiellement réalisé sous la forme d’une membrane métallique retenue sur une surface intérieure de la barrière thermiquement isolante.
Selon un mode de réalisation du système de confinement, les tôles métalliques formant la membrane métallique sont ondulées et comportent au moins une série d’ondulations parallèles pour favoriser un allongement élastique de la membrane dans au moins une direction. De telles ondulations peuvent être saillantes sur une surface intérieure ou extérieure de la membrane métallique.
De telles ondulations peuvent être réalisées sous différentes formes. Selon un mode de réalisation, une première série d’ondulations parallèles s’étend selon une première direction et une deuxième série d’ondulations parallèles s’étend selon une deuxième direction sécante, de préférence orthogonale, à la première direction. Dans des modes de réalisation, les ondulations des deux séries peuvent présenter des intersections ou, au contraire, ne pas présenter d’intersections.
Les ondulations de la membrane métallique peuvent en particulier être réalisées dans les tôles métalliques par pliage ou par emboutissage. Par un procédé de pliage, il est notamment possible de réaliser une ondulation s’étendant d’un bord à l’autre de la tôle métallique sans étirement significatif de la tôle métallique, ce qui préserve sa résistance mécanique à la fatigue. En assemblant les tôles métalliques, ces ondulations peuvent être disposées dans l’alignement les unes des autres pour former, sur une surface intérieure ou extérieure de la membrane métallique, un canal continu s’étendant sur tout ou partie de la paroi de cuve. Un tel canal continu peut être utilisé pour faire circuler un gaz neutre dans la paroi de cuve. Par un procédé d’emboutissage, il est notamment possible de réaliser une ondulation plus courte, ne s’étendant pas d’un bord à l’autre de la tôle métallique, ce qui limite ou évite la formation de canaux de grande longueur.
Selon un mode de réalisation, les tôles métalliques ondulées sont faites de l’alliage à base de fer-manganèse et présentent une taille de grain mesurée selon ASTM E1 12-10 comprise entre 6 et 8. Cette taille normalisée qui désigne des grains relativement gros et influence la limite élastique. Par exemple les tôles métalliques ondulées faites de l'alliage à base de fer- manganèse présentent ainsi une limite élastique Rp0,2 à 20°C inférieure à 350 MPa, de préférence comprise entre 300 et 350 MPa. Une telle limite élastique favorise la formabilité de l’alliage.
Selon un mode de réalisation du système de confinement, la cuve étanche et thermiquement isolante présente au moins une paroi plane et la membrane métallique de la paroi plane est réalisée sous la forme d’une membrane tendue dans une direction longitudinale de la paroi plane, les tôles métalliques qui forment la membrane métallique étant réalisées sous la forme de bandes s’étendant dans la direction longitudinale et dont une portion centrale est plane pour reposer sur la surface intérieure de la barrière thermiquement isolante.
Dans ce cas, les tôles métalliques réalisées sous la forme de bandes peuvent présenter des bords longitudinaux relevés qui font saillie vers l’intérieur de la cuve par rapport à la portion centrale plane et qui sont soudés deux à deux pour former des soufflets de dilatation favorisant un allongement élastique de la membrane métallique dans une direction transversale perpendiculaire à la direction longitudinale.
De préférence dans ce cas, la membrane métallique de la paroi plane comporte en outre un support de soudure agencé longitudinalement entre deux bandes de la membrane tendue, le support de soudure étant lié à la barrière thermiquement isolante pour retenir la membrane tendue sur la barrière thermiquement isolante, un bord relevé de chacune desdites deux bandes étant soudé au support de soudure pour former un dit soufflet de dilatation.
Selon un mode de réalisation, le long d’au moins un bord d’extrémité longitudinale de la paroi plane, la cuve comporte une poutre de raccordement attachée à la structure porteuse et une extrémité de la membrane tendue est soudée sur la poutre de raccordement pour reprendre la force de tension de la membrane tendue dans la direction longitudinale. La poutre de raccordement est avantageusement réalisée dans l’alliage à base de fer-manganèse. La poutre de raccordement peut aussi être réalisée en Invar®.
Selon un mode de réalisation, les deux bandes et le support de soudure sont faits de l’alliage à base de fer-manganèse. Le support de soudure peut aussi être réalisé dans un autre métal, par exemple acier inoxydable ou Invar®. Selon un mode de réalisation les tôles métalliques réalisées sous la forme de bandes sont faites de l’alliage à base de fer-manganèse et présentent une taille de grain mesurée selon ASTM E1 12-10 comprise entre 8,5 et 12. Cette taille normalisée qui désigne des grains relativement fins influence la limite élastique. Par exemple, les tôles métalliques réalisées sous la forme de bandes sont faites de l’alliage à base de fer-manganèse et présentent une limite élastique Rp0,2 à 20°C supérieure à 350 MPa, de préférence comprise entre 350 et 450 MPa. Dans ce cas, la limite élastique à -163X est de préférence comprise entre 750 et 950 MPa.
Une telle cuve étanche et thermiquement isolante peut être réalisée de différentes manières, par exemple avec une seule barrière étanche ou plusieurs barrières étanches successives. Dans une cuve à barrières multiples, l’alliage à base de fer-manganèse peut être employé dans la membrane secondaire et/ou dans la membrane primaire. On rappelle qu’une membrane secondaire désigne une membrane étanche agencée autour d’une membrane primaire et destinée à contenir le gaz liquéfié en cas de défaut ou de rupture de la membrane primaire.
Selon un mode de réalisation correspondant, le contenant est une membrane secondaire et la barrière thermiquement isolante est une barrière isolante secondaire, la cuve étanche et thermiquement isolante comportant en outre une barrière isolante primaire reposant sur la membrane secondaire et une membrane primaire retenue sur la barrière isolante primaire, de préférence une membrane primaire ondulée en acier inoxydable, par exemple inox 304L.
Selon un autre mode de réalisation, le contenant est une membrane primaire et la barrière thermiquement isolante est une barrière isolante primaire, la cuve étanche et thermiquement isolante comportant en outre une membrane secondaire agencée entre la barrière isolante primaire et la structure porteuse et retenue sur une barrière isolante secondaire agencée entre la membrane secondaire et la structure porteuse.
Une telle cuve étanche et thermiquement isolante peut faire partie d’une installation de stockage terrestre, par exemple pour stocker du GNL ou être installée dans une structure flottante, côtière ou en eau profonde, notamment un navire méthanier, une unité flottante de stockage et de regazéification (FSRU), une unité flottante de production et de stockage déporté (FPSO) et autres. Une telle cuve peut présenter différentes géométries, par exemple prismatique, cylindrique, sphérique ou autre.
Selon un mode de réalisation, l’invention fournit aussi un ouvrage flottant comportant une double coque et le système de stockage et/ou de transport précité peut être intégré dans la double coque. Une coque interne de l’ouvrage flottant forme alors la structure porteuse. Par exemple, l’ouvrage flotant est réalisé sous la forme d’un navire de transport de gaz liquéfié, notamment un méthanier.
Selon un mode de réalisation, le système de stockage et/ou de transport pour un gaz liquéfié constitue un réservoir de carburant pour la propulsion de l’ouvrage flotant.
Selon un mode de réalisation, l’invention fournit aussi un système de chargement ou déchargement, comportant un ouvrage flotant précité, des canalisations isolées agencées de manière à relier la cuve étanche et thermiquement isolante installée dans la coque à une installation de stockage flottante ou terrestre et une pompe apte à entraîner un flux de gaz liquéfié à travers les canalisations isolées depuis ou vers l’installation de stockage flottante ou terrestre vers ou depuis la cuve étanche et thermiquement isolante.
Selon un mode de réalisation, l’invention fournit aussi un procédé de chargement ou déchargement d’un ouvrage flottant précité, dans lequel on achemine un flux de gaz liquéfié à travers des canalisations isolées depuis ou vers une installation de stockage flotante ou terrestre vers ou depuis la cuve étanche et thermiquement isolante.
Selon un autre mode de réalisation, le système de stockage et/ou de transport pour un gaz liquéfié est réalisé sous la forme d’un système de stockage terrestre. Le contenant peut aussi être réalisé sous la forme d’une cuve autoporteuse ou sous la forme d’une canalisation. Une telle cuve autoporteuse peut présenter différentes géométries, par exemple prismatique, cylindrique, sphérique ou autre.
L’invention fournit aussi un procédé de fabrication d’un contenant destiné à être en contact avec un gaz liquéfié pour le stockage, le transfert et/ou de transport du gaz liquéfié, comportant :
fournir une pluralité de tôles ou bandes métalliques réalisées en l’alliage à base de fer- manganèse précité, et
souder lesdites tôles ou bandes métalliques ensemble de manière étanche sous la forme du contenant.
Par gaz liquéfié, on désigne un corps qui se présente à l’état de vapeur dans les conditions normales de température et de pression et qui a été refroidi pour se présenter dans une phase liquide. Différents gaz liquéfiés pouvant être stockés dans un tel système sont par exemple le GNL, le GPL, l’éthylène etc.
Brève description des figures
L’invention sera mieux comprise, et d'autres buts, détails, caractéristiques et avantages de celle-ci apparaîtront plus clairement au cours de la description suivante de plusieurs modes de réalisation particuliers de l’invention, donnés uniquement à titre illustratif et non limitatif, en référence aux dessins annexés.
La figure 1 est une vue écorchée en perspective d’une paroi de cuve à membrane selon un premier mode de réalisation.
La figure 2 est une vue écorchée en perspective d’une paroi de cuve à membrane selon un deuxième mode de réalisation.
La figure 3 est une vue écorchée en perspective d’une paroi de cuve à membrane selon un troisième mode de réalisation.
La figure 4 est une vue schématique en perspective d’une membrane étanche ondulée formée de tôles embouties.
La figure 5 est une vue schématique en coupe d’une cuve autoporteuse embarquée dans la coque d’un navire.
La figure 6 est une représentation schématique écorchée d’une cuve de navire méthanier et d’un terminal de chargement/déchargement de cette cuve.
Description des modes de réalisation
La figure 1 est une vue schématique en perspective écorchée des parois étanches et isolantes d'une cuve prismatique, au niveau d'un angle entre une paroi de fond et une paroi transversale. La structure porteuse de la cuve est ici constituée par la coque interne d'un navire à double coque, dont on a représenté la paroi de fond au chiffre 1 , et par des cloisons transversales 2, qui définissent des compartiments dans la coque interne du navire. Sur chaque paroi de la structure porteuse, une paroi correspondante de la cuve est réalisée par superposition de, successivement, une couche d'isolation secondaire 3, une membrane étanche secondaire 4, une couche d'isolation primaire 5 et une membrane étanche primaire 6.
Au niveau de l'angle entre les deux parois, les membrane étanches secondaires 4 des deux parois et les membranes étanches primaires 6 des deux parois sont reliées par un anneau de raccordement 15 sous la forme d'une poutre à section carré qui permet de reprendre les efforts de tension des membranes étanches résultant de la contraction thermique, de la déformation de la coque à la mer et des mouvements de la cargaison. Une structure possible de l'anneau de raccordement 15 est décrite plus en détails dans FR-A-2549575.
Les membranes étanches secondaires 4 et primaires 6 sont ici des membranes tendues. Chacune d’elles est constituée d'une série de virures parallèles à bords relevés 8, qui sont disposées alternativement avec des supports de soudure allongés 9. Les supports de soudure 9 sont retenus à chaque fois à la couche d'isolation sous-jacente, par exemple en étant logés dans des rainures 7 ménagées dans les plateaux de couvercles de boîtes remplies de matière isolante. Cette structure alternée est réalisée sur toute la surface des parois, ce qui peut impliquer de très grandes longueurs. Sur ces grandes longueurs, les soudures étanches entre les bords relevés des virures et les supports de soudure intercalés entre eux peuvent être réalisées sous la forme de cordons de soudure rectilignes parallèles à la paroi.
Les alliages Fe-Mn précités peuvent être employés pour réaliser les virures 8 à un coût moins élevé que l’invar ®. L’épaisseur des virures 8 est par exemple comprise entre 0,5 et 1 ,5 mm, de préférence environ 0,7mm.
Les alliages Fe-Mn précités peuvent être aussi employés pour réaliser les supports de soudure 9 à un coût moins élevé que l’invar ®. L’épaisseur des supports de soudure 9 est par exemple comprise entre 0,5 et 1 ,5 mm.
Enfin, les alliages Fe-Mn précités peuvent être aussi employés pour réaliser l’anneau de raccordement 15 à un coût moins élevé que l’invar ®. L’épaisseur des tôles formant l’anneau de raccordement 15 est par exemple comprise entre 0,5 et 1 ,5 mm. Les virures 8 réalisées en alliage Fe-Mn peuvent aussi être soudées à un anneau de raccordement 15 en invar ®, compte-tenu de la bonne soudabilité des deux métaux.
Les soudures des virures parallèles à bords relevés 8 disposées alternativement avec les supports de soudure allongés 9 peuvent être réalisées au moyen d’une machine automatique de soudure par induction. D’autres détails sur la réalisation de ces soudures peuvent être trouvés dans la publication WO-A-2012072906.
Dans le mode de réalisation de la figure 2, les éléments analogues ou identiques à ceux de la figure 1 portent le même chiffre de référence.
La membrane secondaire 4 reste une membrane tendue analogue à la figure 1 tandis que la membrane primaire 6 est ici une membrane ondulée formée de tôles rectangulaires 21 soudées à clin au niveau de zones de recouvrement 20. Les tôles rectangulaires portent deux séries d’ondulations équidistantes 22 et 23 s’étendant dans deux directions orthogonales, parallèlement aux bords des tôles rectangulaires. Les ondulations 22 et 23 présentent des intersections 24.
Les alliages Fe-Mn précités peuvent être employés pour réaliser tout ou partie de la membrane secondaire 4 comme indiqué précédemment. Dans ce cas, selon un premier mode de réalisation, les tôles rectangulaires 21 de la membrane primaire 6 sont en acier inoxydable 304L.
Selon un deuxième mode de réalisation, les alliages Fe-Mn précités peuvent être aussi employés pour réaliser les tôles rectangulaires 21. L’épaisseur des tôles 21 est par exemple comprise entre 0,5 et 1 ,5 mm, de préférence environ 1 ,2 mm. Les ondulations 22 et 23 peuvent être formées par pliage.
Du fait de la bonne soudabilité des alliages Fe-Mn précités sur l’acier inoxydable, l’acier inoxydable peut être employé pour réaliser des pièces auxquelles la membrane primaire 6 en alliage Fe-Mn est localement soudée, notamment des bandes de d'ancrage 28 fixées sur la barrière thermiquement isolante primaire 5, omises sur la figure 2 mais représentées sur la figure 3.
Une membrane tendue et une membrane ondulée fonctionnent différemment et nécessitent des propriétés mécaniques différentes. Dans une membrane tendue, la contraction thermique a pour effet de créer une forte contrainte de tension statique dans la direction longitudinale. De plus, sensiblement aucun déplacement des tôles ne peut avoir lieu dans la direction longitudinale. Il est donc souhaitable que la limite élastique des virures 8 soit très élevée. Pour cela, on préfère une taille de grain relativement petite, par exemple G compris entre 8 et 12,5.
Dans la membrane ondulée, une déformation des ondulations et un déplacement des portions planes de la membrane située entre les ondulations ont lieu en réponse aux sollicitations thermiques ou autres. Il n’est donc pas nécessaire que la limite élastique des tôles 21 soit aussi élevée. Pour cette application on préfère une taille de grain relativement plus grosse, par exemple G compris entre 6 et 8.
Dans le mode de réalisation de la figure 3, les éléments analogues ou identiques à ceux de la figure 2 portent le même chiffre de référence.
La membrane primaire 6 reste ici une membrane ondulée formée de tôles rectangulaires 21 dont les ondulations font saillie vers l’intérieur de la cuve.
La membrane secondaire 34 est une autre membrane métallique ondulée, également formée de tôles rectangulaires soudées à clin au niveau de zones de recouvrement. Ses ondulations 35 font saillie vers l’extérieur de la cuve et sont logées dans des rainures ménagées sur la surface intérieure de la barrière d’isolation secondaire 3. Des tiges 36 fixées sur la surface intérieure de la barrière d’isolation secondaire 3 traversent la membrane secondaire 34 et servent à fixer des panneaux isolants formant la barrière d’isolation primaire 5.
Les alliages Fe-Mn précités peuvent être employés pour réaliser tout ou partie de la membrane secondaire 34 et/ou la membrane primaire 6 ondulée.
Les soudures des tôles rectangulaires ondulées peuvent être réalisées au moyen d’une machine automatisée comportant une torche de soudure mobile, par exemple comme décrit dans EP-A-061 1217. Les membranes ondulées 6 et 34 des figures 2 et 3 présentent des ondulations continues s’étendant d’un bord à l’autre des plaques de tôles. Des ondulations peuvent être réalisées avec d’autres géométries.
Dans une cuve à membrane intégrée dans un structure porteuse telle qu’illustrée au figures 1 à 3, les membranes étanches forment deux contenant étanches imbriqués l’un dans l’autre et destinés à confiner le gaz liquéfié, à savoir un contenant primaire essentiellement constitué de la membrane primaire et un contenant secondaire essentiellement constitué de la membrane secondaire. Certaines parties du contenant primaire et/ou du contenant secondaire peuvent cependant être réalisées par d’autres pièces, éventuellement plus épaisses que les tôles formant la membrane elle-même. Ces autres pièces sont par exemple situées au niveau des arêtes entre deux parois de la cuve, selon la technique connue, par exemple sous la forme de pièces d’angle auxquelles sont raccordées les membranes des deux parois adjacentes à l’arête, comme dans le cas de la poutre à section carré précitée.
Par exemple la figure 4 représente une membrane métallique 40, pouvant être réalisée dans les alliages Fe-Mn précités, formée de tôles rectangulaires soudées à clin au niveau de zones de recouvrement 41 et qui comporte des ondulations embouties 42 et 43. Les ondulations embouties 42 et 43 sont interrompues à distance les unes des autres et ne présentent donc pas d'inlei sections. La membrane métallique 40 peut être employée en tant que membrane unique et/ou membrane primaire et/ou membrane secondaire.
En référence à la figure 5, on a partiellement représenté, en coupe transversale, une cuve autoporteuse 50 pouvant être réalisée dans les alliages Fe-Mn précités. La cuve autoporteuse 50 est formée de tôles plus épaisses soudées ensemble, par exemple avec une épaisseur de 5 à 20mm, et qui forment une enveloppe étanche 51 , par exemple de forme polyédrique, ainsi que des raidisseurs, à savoir raidisseurs transversaux 52 et raidisseurs longitudinaux 53. Dans l’exemple représenté la cuve autoporteuse 50 est embarquée dans la coque 55 d’un navire. Elle est supportée sur la paroi de fond de la coque 55 par des supports 54. Une isolation thermique non représentée est de préférence insérée dans l’espace 56 entre la cuve autoporteuse 50 et la coque 55. La cuve autoporteuse 50, qui est illustrée ici en coupe, peut présenter une géométrie tridimensionnelle prismatique.
.Les cuves décrites ci-dessus peuvent être utilisées dans différents types d'installations de stockage telles que des installations terrestres ou dans un ouvrage flottant comme un navire méthanier ou autre.
En référence à la figure 6, une vue écorchée d'un navire méthanier 70 montre une cuve étanche et isolante 71 de forme générale prismatique montée dans la double coque 72 du navire. La paroi de la cuve 71 comporte une barrière étanche primaire destinée à être en contact avec le GNL contenu dans la cuve, une barrière étanche secondaire agencée entre la barrière étanche primaire et la double coque 72 du navire, et deux barrières isolante agencées respectivement entre la barrière étanche primaire et la barrière étanche secondaire et entre la barrière étanche secondaire et la double coque 72.
De manière connue en soi, des canalisations de chargement/déchargement 73 disposées sur le pont supérieur du navire peuvent être raccordées, au moyen de connecteurs appropriées, à un terminal maritime ou portuaire pour transférer une cargaison de GNL depuis ou vers la cuve 71.
La figure 6 représente un exemple de terminal maritime comportant un poste de chargement et de déchargement 75, une conduite sous-marine 76 et une installation à terre 77. Le poste de chargement et de déchargement 75 est une installation fixe off-shore comportant un bras mobile 74 et une tour 78 qui supporte le bras mobile 74. Le bras mobile 74 porte un faisceau de tuyaux flexibles isolés 79 pouvant se connecter aux canalisations de chargement/déchargement 73. Le bras mobile 74 orientable s'adapte à tous les gabarits de méthaniers. Une conduite de liaison non représentée s'étend à l'intérieur de la tour 78. Le poste de chargement et de déchargement 75 permet le chargement et le déchargement du méthanier 70 depuis ou vers l'installation à terre 77. Celle-ci comporte des cuves de stockage de gaz liquéfié 80 et des conduites de liaison 81 reliées par la conduite sous-marine 76 au poste de chargement ou de déchargement 75. La conduite sous-marine 76 permet le transfert du gaz liquéfié entre le poste de chargement ou de déchargement 75 et l'installation à terre 77 sur une grande distance, par exemple 5 km, ce qui permet de garder le navire méthanier 70 à grande distance de la côte pendant les opérations de chargement et de déchargement.
Pour engendrer la pression nécessaire au transfert du gaz liquéfié, on met en œuvre des pompes embarquées dans le navire 70 et/ou des pompes équipant l'installation à terre 77 et/ou des pompes équipant le poste de chargement et de déchargement 75.
Bien que l'invention ait été décrite en liaison avec plusieurs modes de réalisation particuliers, il est bien évident qu'elle n'y est nullement limitée et qu'elle comprend tous les équivalents techniques des moyens décrits ainsi que leurs combinaisons si celles-ci entrent dans le cadre de l'invention.
L'usage du verbe « comporter », « comprendre » ou « inclure » et de ses formes conjuguées n'exclut pas la présence d'autres éléments ou d'autres étapes que ceux énoncés dans une revendication.
Dans les revendications, tout signe de référence entre parenthèses ne saurait être interprété comme une limitation de la revendication.

Claims

Revendications
1 . Système de stockage et/ou de transport pour un gaz liquéfié comportant un contenant (4, 6, 34, 40, 50) destiné à être en contact avec le gaz liquéfié, dans lequel le contenant est essentiellement constitué de tôles métalliques soudées ensemble de manière étanche, au moins une dite tôle métallique étant en un alliage à base de fer-manganèse qui comprend, en fraction massique :
25,0% < Mn < 32,0%
7,0% £ Cr < 14,0%
0 < Ni £ 2,5%
0,05% < N < 0,30%
0, 1 < Si < 0,5%
optionnellement 0,010% £ terres rares < 0, 14%
le reste étant du fer et des éléments résiduels résultant de l’élaboration.
2. Système selon la revendication 1 , dans lequel la teneur en chrome est comprise entre 8,5% et 1 1 ,5% en poids dans l’alliage à base de fer-manganèse.
3. Système selon la revendication 1 ou 2, dans lequel la teneur en nickel est comprise entre 0,5% et 2,5% en poids dans l’alliage à base de fer-manganèse.
4. Système selon l’une des revendications 1 à 3, dans lequel la teneur en azote est comprise entre 0, 15% et 0,25% en poids dans l’alliage à base de fer-manganèse.
5. Système selon l’une quelconque des revendications précédentes, dans lequel les terres rares comprennent un ou plusieurs éléments choisis parmi : lanthane (La), cérium (Ce), yttrium (Y), praséodyme (Pr), néodyme (Nd), samarium (Sm), ytterbium (Yb).
6. Système selon l’une des revendications 1 à 5, dans lequel la fraction massique cumulée des terres rares choisies parmi Ce et La est comprise entre 10Oppm et 200ppm dans l’alliage à base de fer-manganèse.
7. Système selon l’une des revendications 1 à 6, dans lequel la teneur cumulée de tous les éléments résiduels est inférieure à 0,8% en poids.
8. Système selon l’une des revendications 1 à 7, réalisé sous la forme d’une cuve étanche et thermiquement isolante et comportant en outre une structure porteuse (1 , 2) et une barrière thermiquement isolante (3, 5) disposée entre la structure porteuse et le contenant, et dans lequel le contenant est réalisé essentiellement sous la forme d’une membrane métallique (4, 6, 34) retenue sur une surface intérieure de la barrière thermiquement isolante.
9. Système selon la revendication 8, dans lequel les tôles métalliques (21 , 40) formant la membrane métallique sont ondulées et comportent au moins une série d’ondulations parallèles pour favoriser un allongement élastique de la membrane dans au moins une direction.
10. Système selon la revendication 9, dans lequel les tôles métalliques (21 , 40) formant la membrane métallique comportent une première série d’ondulations parallèles (22, 42) s’étendant selon une première direction et une deuxième série d’ondulations parallèles (23, 43) s’étendant selon une deuxième direction sécante, de préférence orthogonale, à la première direction.
1 1. Système selon la revendication 9 ou 10, dans lequel les ondulations de la membrane métallique sont réalisées dans les tôles métalliques par pliage ou par emboutissage.
12. Système selon l’une des revendications 9 à 1 1 , dans lequel les tôles métalliques ondulées sont faites de l’alliage à base de fer-manganèse et présentent une taille de grain mesurée selon ASTM E1 12-10 comprise entre 6 et 8.
13. Système selon l’une des revendications 9 à 12, dans lequel les tôles métalliques ondulées sont faites de l’alliage à base de fer-manganèse et présentent une limite élastique Rp0 2 à 20°C inférieure à 350 MPa, de préférence comprise entre 300 et 350 MPa.
14. Système selon la revendication 8, dans lequel la cuve étanche et thermiquement isolante présente au moins une paroi plane et la membrane métallique (4, 6) de la paroi plane est réalisée sous la forme d’une membrane tendue dans une direction longitudinale de la paroi plane, les tôles métalliques qui forment la membrane métallique étant réalisées sous la forme de bandes (8) s’étendant dans la direction longitudinale et dont une portion centrale est plane pour reposer sur la surface intérieure de la barrière thermiquement isolante (3, 5).
15. Système selon la revendication 14, dans lequel les tôles métalliques réalisées sous la forme de bandes (8) présentent des bords longitudinaux relevés qui font saillie vers l’intérieur de la cuve par rapport à la portion centrale plane et qui sont soudés deux à deux pour former des soufflets de dilatation favorisant un allongement élastique de la membrane métallique dans une direction transversale perpendiculaire à la direction longitudinale.
16. Système selon la revendication 15, dans lequel la membrane métallique de la paroi plane comporte en outre un support de soudure (9) agencé longitudinalement entre deux bandes de la membrane tendue, le support de soudure (9) étant lié à la barrière thermiquement isolante pour retenir la membrane tendue sur la barrière thermiquement isolante, un bord relevé de chacune desdites deux bandes (8) étant soudé au support de soudure pour former un dit soufflet de dilatation.
17. Système selon la revendication 16, dans lequel les deux bandes (8) et le support de soudure (9) sont faits de l’alliage à base de fer-manganèse.
18. Système selon l’une des revendications 14 à 17 dans lequel, le long d’au moins un bord d’extrémité longitudinale de la paroi plane, la cuve comporte une poutre de raccordement (15) attachée à la structure porteuse (1 , 2) et sur laquelle est soudée une extrémité de la membrane tendue (4, 6) pour reprendre la force de tension de la membrane tendue dans la direction longitudinale, la poutre de raccordement étant réalisée dans l’alliage à base de fer- manganèse.
19. Système selon l’une des revendications 14 à 18, dans lequel les tôles métalliques réalisées sous la forme de bandes (8) sont faites de l’alliage à base de fer-manganèse et présentent une taille de grain mesurée selon ASTM E1 12-10 comprise entre 8,5 et 12.
20. Système selon l’une des revendications 14 à 19, dans lequel les tôles métalliques réalisées sous la forme de bandes (8) sont faites de l’alliage à base de fer-manganèse et présentent une limite élastique Rpo,2 à 20°C supérieure à 350 MPa, de préférence comprise entre 350 et 450 MPa.
21 . Système selon l’une des revendications 8 à 20, dans lequel ledit contenant est une membrane secondaire (4, 34) et la barrière thermiquement isolante est une barrière isolante secondaire, la cuve étanche et thermiquement isolante comportant en outre une barrière isolante primaire (5) reposant sur la membrane secondaire et une membrane primaire (6) retenue sur la barrière isolante primaire, de préférence une membrane primaire ondulée en acier inoxydable.
22. Système selon l’une des revendications 8 à 20, dans lequel ledit contenant est une membrane primaire (6) et la barrière thermiquement isolante est une barrière isolante primaire (5), la cuve étanche et thermiquement isolante comportant en outre une membrane secondaire (4, 34) agencée entre la barrière isolante primaire et la structure porteuse et retenue sur une barrière isolante secondaire agencée entre la membrane secondaire et la structure porteuse (1 , 2).
23. Ouvrage flottant (70) comportant une double coque (72) et un système (71 ) selon l’une des revendications 8 à 22 intégré dans la double coque, dans lequel une coque interne de l’ouvrage flottant forme ladite structure porteuse.
24. Ouvrage flottant (70) selon la revendication 23, réalisé sous la forme d’un navire de transport de gaz liquéfié, notamment un méthanier.
25. Ouvrage flottant (70) selon la revendication 23, dans lequel le système de stockage et/ou de transport (71 ) pour un gaz liquéfié constitue un réservoir de carburant pour la propulsion de l’ouvrage flottant.
26. Système de chargement ou déchargement, comportant un ouvrage flottant (70) selon l’une des revendications 23 à 25, des canalisations isolées (73, 79, 76, 81 ) agencées de manière à relier la cuve étanche et thermiquement isolante (71 ) installée dans la coque (72) à une installation de stockage flottante ou terrestre (77) et une pompe apte à entraîner un flux de gaz liquéfié à travers les canalisations isolées depuis ou vers l’installation de stockage flottante ou terrestre vers ou depuis la cuve étanche et thermiquement isolante (71 ).
27. Procédé de chargement ou déchargement d’un ouvrage flottant (70) selon l’une des revendications 23 à 25, dans lequel on achemine un flux de gaz liquéfié à travers des canalisations isolées (73, 79, 76, 81 ) depuis ou vers une installation de stockage flottante ou terrestre (77) vers ou depuis la cuve étanche et thermiquement isolante (71 ).
28. Système selon l’une des revendications 8 à 22 réalisé sous la forme d’un système de stockage terrestre.
29. Système selon l’une des revendications 1 à 7, dans lequel le contenant est réalisé sous la forme d’une cuve autoporteuse (50).
30. Système selon l’une des revendications 1 à 7, dans lequel le contenant est réalisé sous la forme d’une canalisation.
31. Procédé de fabrication d’un contenant (4, 6, 34, 40, 50) destiné à être en contact avec un gaz liquéfié pour le stockage, le transfert et/ou de transport du gaz liquéfié, comportant : fournir une pluralité de tôles ou bandes métalliques en un alliage à base de fer-manganèse qui comprend, en fraction massique :
25,0% £ Mn < 32,0%
7,0% < Cr £ 14,0%
0 < Ni < 2,5%
0,05% < N < 0,30%
0, 1 < Si < 0,5%
optionnellement 0,010% £ terres rares < 0, 14%
le reste étant du fer et des éléments résiduels résultant de l’élaboration et souder lesdites tôles ou bandes métalliques ensemble de manière étanche sous la forme d’un contenant.
PCT/EP2020/051481 2019-01-22 2020-01-22 Systeme de stockage et/ou de transport pour un gaz liquefie WO2020152207A1 (fr)

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