Note: Descriptions are shown in the official language in which they were submitted.
CA 02279110 1999-07-28
1
PROCÉDÉ ET INSTALLATION D'UN GAZ NATUREL A FORTES TENEURS
EN C02 ET N2 AVEC RECYCLAGE
La présente invention concerne un procédé et une installation permettant de
traiter
un fluide comportant au rr~oins un ou plusieurs composés G, ayant un diamètre
cinétique
supérieur ou égal à celui du méthane et au moins un ou plusiéurs composés de
type G2
ayant un diamètre cinétique égal ou inférieur à celui de l'azote, notamment
pour les
séparer, et améliorer le taux de récupération des composés G, et/ou G2.
Le procédé s'applique notamment pour éliminer l'azote contenu dans un gaz
naturel
comportant principalement du méthane.
Environ 15% des réserves mondiales de gaz naturel disponibles comportent des
teneurs non négligeables en composés de faible pouvoir calorifique tels que
l'azote. La
présence de ces compo sés peut être naturelle ou résulter de l'utilisation
d'un procédé de
récupération assistée. La présence de tels composés, notamment lorsqu'ils se
présentent
en grande quantité (typiquement en concentration supérieure à 4% mol.) réduit
le pouvoir
calorifique du gaz. Les caractéristiques du gaz sont alors incompatibles avec
les
spécifications des systèmes de transport et de distribution commerciaux
existants,
puisque son pouvoir calorifique peut alors étre inférieur à 960 BTU/SCF, ce
qui
correspond en moyenne à des teneurs en azote supérieures à 4% molaire.
Actuellement moins de 10% des champs de gaz contenant de l'azote en grande
quantité (teneur supérieure à 4% mol.) sont mis en production.
Différents procédés permettant d'éliminer l'azote sont_connus de l'art
antérieur.
II est ainsi possible d'opérer par distillation cryogénique. Un tel procédé
conduit en
CA 02279110 1999-07-28
la
règle générale à des coûts d'investissement élevés.
L'utilisation des procédés d'adsorption pour la déazotation est bien connue et
un
certain nombre de brevets y font référence aussi bien s'appuyant sur des
sélectivités
thermodynamiques ou sélectivités d'équilibre (US-4.578.089, US-5.174.796 et US-
CA 02279110 1999-07-28
2
5.536,300) que diffusionnelles (US-4.964.889, US-4.935.580 et US-2.843.219).
Ces
dernières trouvent leur origine dans la différence entre les cinétiques
d'adsorption des
molécules à séparer alors que les sélectivités thermodynamiques trouvent leur
origine
dans une différence de quantité adsorbée à l'équilibre.
Ces procédés sont caractérisés par des volumes morts importants puisque le
volume interstitiel (volume entre les particules d'adsorbant) représente
couramment 30%
du volume de l'adsorbeur. Dans le cas où les adsorbeurs sont utilisés à haute
pression,
de fortes quantités de composés les moins retenus peuvent se loger dans ces
volumes
morts et peuvent donc étre produits, non pas lors de la phase de production,
mats dans
celle de régénération entraïnant une diminution du taux de récupération par
passe de ces
composés.
L'un des objets de la présente invention est de proposer un procédé permettant
d'augmenter le taux de récupération par passe en espèces les moins retenues,
c'est-à-
dire en hydrocarbures dans la première section du procédé et en composés de
faibles
pouvoirs calorifiques dans la seconde section.
II est possible d'utiliser au moins une partie d'un flux produit en cours de
procédé
pour réaliser une étape de purge d'un des moyens d'adsorption de façon à
récupérer les
composés qui se seraient logés dans les volumes morts des adsorbeurs.
Avantageusement, au moins une fraction du flux F3 est utilisée pour purger la
zone
d'adsorption A,.
L'objet de l'invention concerne un procédé permettant de traiter au moins un
fluide
comportant un ou plusieurs composés GZ ayant un diamètre cinétique égal ou
inférieur à
celui de l'azote et un ou plusieurs composés G, ayant un diamètre cinétique
supérieur ou
égal à celui du méthane.
CA 02279110 1999-07-28
3
II est caractérisé en ce qu'il comporte en combinaison au moins les étapes
suivantes
~ on envoie ledit fluide à traiter à une étape (a) d'adsorption à l'issue de
laquelle on
obtient un premier flux F, comportant en majorité des composés G,, lesdits
composés
Gz étant adsorbés en majorité dans une première zone d'adsorption A,,
~ on réalise une étape (b) de désorption de la première zone d'adsorption A, à
une
pression P2 de manière à produire un deuxième flux F2, ledit deuxième flux F2
étant
enrichi en composés G2 par rapport audit fluide à traiter,
~ on envoie ledit deuxiàme flux F2 à une pression P3 à une étape d'adsorption
(c), à
l'issue de laquelle on obtient un troisième flux F3 comportant en majorité des
composés
Gz non adsorbés, et une deuxième zone d'adsorption A2 enrichie en composés G,,
~ on effectue une étape de désorption (d) en abaissant la valeur de pression
de P3 à une
valeur P4 de manière à récupérer au moins un quatrième flux F4 comportant en
majorité des composés G,,
~ on utilise au moins une fraction du troisième flux F3 issu de la zone
d'adsorption A2 à
une pression sensiblement égale à P3 et comportant en majorité des composés de
type GZ , pour réaliser une purge de la première zone d'adsorption A, afin de
produire
un flux comportant des composés G, après l'étape d'adsorption (a).
La purge peut être réalisée à co-courant.
Selon un mode de mise en eeuvre, on met au moins une fraction du quatrième
flux
Fa, issu de l'étape de désorption (d) à une pression sensiblement égale à la
pression P3
et on recycle la fraction comprimée vers l'étape d'adsorption c).
On peut recycler la fraction du flux FQ vers le deuxième flux F2, avant de le
mettre à
une pression P3.
On peut aussi recycler vers la zone A2 la fraction du flux Fa après l'avoir
mis à une
pression P3.
CA 02279110 1999-07-28
4
Selon une variante de mise en oeuvre, on utilise par exemple au moins une
fraction
du troisième flux F3 comportant en majorité des composés de type G2 non
adsorbés dans
la deuxième section pour réaliser une étape de purge à co-courant de la
première section
d'adsorption et produire un flux comportant des composés G, après l'étape
d'adsorption
(a), après avoir porté la pression dudit troisième flux F3 à une pression
nécessaire pour
réaliser l'étape de purge.
On effectue les différentes étapes d'adsorption et de désorption afin
d'obtenir une
pureté en composés G, du flux F4 inférieure à la pureté en composés G, dudit
flux F,
On peut opérer l'étape (a) à une pression P, comprise entre 0.3 et 3 MPa, et
de
préférence entre 0.5 et 1.5 MPa.
La valeur de la pression Pz et/ou de la pression P4 est par exemple inférieure
à 0.5
MPa et de préférence comprise entre 0.001 et 0.5 MPa.
La valeur de pression P3 peut ëtre comprise entre 0.2 et 3 MPa et de
préférence
entre 0.3 et 2 MPa.
On peut opérer à une température comprise entre -50 et +100°C, et de
préférence
entre -30°C et 50 °C.
L'objet de l'invention concerne aussi une installation pour traiter un fluide
comportant au moins dEa composés G, qui possèdent un diamètre cinétique
supérieur ou
égal à celui du méthane et des composés G2 qui ont un diamètre cinétique
inférieur ou
égal à celui de l'azote, comportant en combinaison au moins un premier moyen
d'adsorption A, et un deuxième moyen d'adsorption A2, ledit premier moyen
étant choisi
pour sa sélectivité diffusionnelle et sa capacité à retenir majoritairement
les composés GZ,
ledit deuxième moyen étant choisi pour sa sélectivité thermodynamique et
capable de
retenir majoritairement les composés G,, des conduits d'introduction et
d'extraction des
différents flux, le premier moyen d'adsorption A, comportant au moins un
conduit
d'introduction du fluide à traiter, au moins un premier conduit d'évacuation
d'un premier
flux F, comportant en majorité des composés G,, au moins des moyens permettant
CA 02279110 1999-07-28
d'extraire un deuxième flux F2 enrichi en composés GZ par rapport audit fluide
à traiter, et
de l'envoyer vers ledit deuxième moyen A2, ledit deuxième moyen A2 comportant
au
moins un conduit d'évacuation d'un troisième flux F3 comportant en majorité
des
composés Gz et au moins un quatrième conduit permettant d'extraire un flux F4
5 comportant en majorité des composés G,.
L'installation est caractérisée en ce qu'elle comporte au moins des moyens
permettant d'injecter au moins une fraction du troisième flux F3 comportant
des composés
GZ vers le premier moyen A, pour le purger et produire un flux comportant des
composés
G,, ledit conduit étant pourvu d'un dispositif de mise en pression du
troisième flux à une
pression suffisante.
L'installation peut comporter des moyens permettant de porter la pression du
flux F2
d'une valeur Pz à une valeur de pression P3.
L'installation peut aussi comporter des moyens de recyclage d'une fraction au
moins du flux F~ vers l'entrée du deuxième moyen d'adsorption.
On recycle par exemple la fraction du flux F~, en amont du dispositif de
compression
du flux F2.
On peut aussi recycler la fraction du flux F4 après son passage dans un moyen
de
compression vers le deuxième moyen A2.
Le procédé et l'installation peuvent être utilisés pour éliminer l'azote
présent dans
un fluide comportant des hydrocarbures.
Le procédé et l'installation selon l'invention peuvent aussi ëtre utilisés
pour
l'élimination de l'azote présent dans un gaz naturel.
Comparée aux procédés décrits dans l'art antérieur, et appliquée plus
spécifiquement au traitement d'un gaz naturel, l'invention présente notamment
les
avantages suivants
CA 02279110 1999-07-28
6
~ d'opérer avec de très faibles pertes en hydrocarbures, et ainsi d'optimiser
leur taux de
récupération. Globalement, le taux de récupération en hydrocarbures peut ëtre
supérieur à 99% mol.
~ d'obtenir de hautes puretés en composés G, dans les flux F, et F4 en
optimisant la
masse totale d'adsorbant mise en ceuvre. Le procédé selon l'invention permet
en
particulier une réduction ~de la masse d'adsorbant mise en oeuvre dans ia
seconde
zone d'adsorption A2 par l'utilisation d'au moins une fraction du flux F3 pour
purger la
zone A,,
- - ~ - le fait d'augmenter notamment-les-taux de récupération par passe -
respectivement
en composés G, dans la zone A, et Gz dans la zone A2 conduit à des économies
sur
les masses d'adsorbant mises en oeuvre ainsi qu'à une diminution des coûts
associés
à la compression des gaz.
~ d'obtenir une majorité de flux d'hydrocarbures traités (plus de 50%) à une
pression
proche de la pression P,, ce qui permet de limiter les coûts de recompression
ultérieure du gaz pour le porter à la pression des réseaux de transports et de
distribution.
D'autres avantages et caractéristiques du dispositif selon l'invention seront
mieux
compris à la lecture de la description ci-après d'exemples non limitatifs se
référant aux
figures annexées où
~ la figure 1 représente un schéma du procédé selon l'art antérieur, et
~ la figure 2 schématise le procédé selon l'invention permettant de réaliser
une purge du
premier moyen d'adsorption en utilisant une partie du flux F3 produit à la
pression P3.
La figure 1 schématise un exemple de procédé selon l'art antérieur permettant
de
traiter un fluide ou charge comportant au moins un ou plusieurs composés G,
ayant un
CA 02279110 1999-07-28
diamètre cinétique supérieur ou égal à celui du méthane et au moins un ou
plusieurs
composés de type G2 ayant un diamètre cinétique égal ou inférieur à celui de
l'azote.
La charge est introduite par un conduit 1 dans une zone d'adsorption A,.
La première section A, permet de produire
~ un premier flux F, évacué par un conduit 2, et comportant en majorité des
composés G, par rapport à la charge initiale introduite, et
~ un deuxième flux FZ évacué par un conduit 3 et enrichi en composés GZ par
rapport à la charge du procédé. Ce flux résulte d'une opération de désorption
de
cette première-section.
Le ou les adsorbants de cette première section A, sont choisis pour leur
capacité
dans des conditions spécifiques à retenir majoritairement les composés G2
puisque
leur capacité dynamique est, dans ces conditions de fonctionnement, plus
importante pour les composés G2 que pour les composés G,.
Le flux Fz est ensuite envoyé par un conduit 3 vers une deuxième section A2 .
Cette deuxième section permet de produire:
~ un premier flux F3 évacué par un conduit 4 et comportant en majorité des
composés G2 et
~ un deuxième flux F4 évacué par un conduit 5 et comportant en majorité des
composés G,.
Le ou les adsorbants de cette deuxième zone présentent une sélectivité
thermodynamique ou d'é quilibre en faveur de l'adsorption des composés dont le
diamètre
cinétique est supérieur ou égal à celui du méthane, ces composés sont donc
majoritairement retenus par l'adsorbant. Les composés dont le diamètre
cinétique est
inférieur ou égal à celui de l'azote étant moins retenus, et forment la
majorité des
composés du troisième flux F3 issu de cette deuxième zone.
CA 02279110 1999-07-28
e
Le procédé selon l'invention vise notamment à rendre maximum les taux de
récupération par passe respectivement en composés G, dans la zone A, et G2
dans la
zone A2. Pour cela on utilise notamment une partie ou la totalité d'un flux
comportant une
majorité de composés non adsorbés dans la section AZ pour purger la première
section
A, par exemple.
De manière à illustrer le procédé selon l'invention, et à titre nullement
limitatif, la
figure 2 décrit un exemple d'installation de traitement d'un gaz naturel
contenant de
nombreux hydrocarbures, paraffiniques et oléfiniques en particulier composés
de un,
deux ou trois atomes de carbone ainsi que des molécules dont le diamètre
cinétique est
inférieur ou égal à celui de l'azote, telles que l'eau ou l'oxygène.
Un gaz naturel peut contenir typiquement entre 0,1% et 20% mol.
d'hydrocarbures
en CZ, entre 0,1% et 20% mol. d'hydrocarbures en C3+, entre 1 et 70% mol.
d'azote. Sous
l'expression « composés G, » on désigne des composés de la charge dont le
diamètre
cinétique est supérieur ou égal à celui du méthane, par exemple les
hydrocarbures, et
sous l'expression « cornposés G2 », inférieur ou égal à celui de l'azote.
Le gaz naturel peut aussi contenir des composés de diamètre cinétique compris
entre celui de l'azote et celui du méthane tels que H2S et COS. Ces composés
de tailles
intermédiaires peuvent nuire à l'efficacité du traitement par le procédé de la
présente
invention et doivent donc être retirés de la charge à traiter.
Un prétraitement consistant en une déshydratation peut de plus ëtre effectué
en
amont du procédé de séparation de la présente invention.
Le gaz naturel peut aussi contenir du C02. Ce composé ne nuit pas à
l'efficacité du
traitement par le procédé. II est séparé avec les composés de type Gz (avec
l'azote) dans
la première zone A, puis avec les composés de type G, (avec les hydrocarbures)
dans la
seconde zone A2. Le procédé selon l'invention est donc particulièrement
intéressant dans
le cas où le COZ doit étre ultérieurement séparé des hydrocarbures puisque ce
composé
est concentré dans le flux F.~.
CA 02279110 1999-07-28
9
Les deux zones du procédé suivant l'invention fonctionnent suivant un mode de
type PSA, selon des cycles de fonctionnement qui sont typiques et connus de
l'Homme
de métier. Par exemple, les procédés de type PSA sont décrits dans le brevet
US-
3.430.418 de Wagner ou dans l'ouvrage plus générai de Yang («Gas separation by
adsorption processes », Butterworth Publishers, US, 1987). En général, les
procédés de
type PSA sont opérés de façon séquentielle et en utilisant alternativement
tous les lits
d'adsorption.
De façon traditionnelle, de tels cycles peuvent comprendre par exemple des
étapes
de compression, de production à haute pression, suivies éventuellement de
purge à co-
et/ou à contre-courant, de dépressurisation, d'égalisation de pression. Le
nombre des
adsorbeurs dans chacune des sections est au moins supérieur à un et
générallement
compris entre un et dix fonctionnant en parallèle suivant un mode de type PSA.
Le gaz naturel à traiter est introduit par le conduit 1 dans la section A,.
Le flux F, produit comporte en majorité des hydrocarbures ou de composés ayant
un diamètre cinétique supérieur ou égal à celui du méthane, notamment les
hydrocarbures, non retenus dans l'adsorbant de la section A,, à une pression
P,
sensiblement voisine de la pression Po. Cette valeur est par exemple comprise
entre 0,3
et 3 MPa.
Le flux FZ résultant d'une opération de désorption de la section A, est
enrichi en
composés G2 par rapport à la charge-initiale introduite. Ces composés ont un
diamètre
cinétique inférieur ou égal à celui de l'azote et peuvent être par exemple de
l'azote ou des
composés à faible pouvoir calorifique. Le flux Fz est produit à une pression
P2 plus faible
que la valeur de la pression P~ et donc de la valeur de la pression P,. La
valeur de P2 est
par exemple comprise entre 0,001 et 0,3 MPa.
Le flux FZ peut encore contenir une forte quantité d'hydrocarbures. Cette
quantité et
donc le taux de récupération en hydrocarbures dépendent de la teneur en
hydrocarbures
de la charge à traiter, des pressions de travail de la première section du
procédé et des
conditions de mise en oeuvre des différentes étapes du cycle PSA. Les
conditions de
CA 02279110 1999-07-28
fonctionnement de la première section sont optimisées pour que le taux de
récupération
en hydrocarbures soit maximum, par exemple supérieur à 50 %mol.
Ce flux F2 est envoyé par le conduit 3 vers un dispositif de compression 6
pour le
porter à une pression P3 avant d'être introduit dans la deuxième section
d'adsorption A2.
5 Cette valeur de pression P3 est par exemple comprise entre 0.2 et 3 MPa.
En sortie de cette seconde section d'adsorption AZ on obtient un troisième
flux F3 à
une pression voisine de la pression P3 comportant en majorité des composés GZ
qui est
évacué par le conduit 4.
Les temps de mise en oeuvre des séquences de compression et de production de
10 la seconde section peuvent être tels que le flux F3 produit à la pression
P3 contienne une
faible teneur en hydrocarbures, par exemple de l'ordre de 4% mol. Ceci permet
de limiter
les pertes en hydrocarbures et de rejeter éventuellement ce flux à
l'atmosphère, suivant
les spécifications. Dans certains cas, cette spécification peut être moins ou
plus sévère.
Un quatrième flux F~ à une basse pression P4, comprise par exemple entre entre
0,001 et 0,5 MPa, résultant d'une étape de désorption de cette deuxième
section et
comportant majoritairement des composés de type G, est évacué par le conduit
5.
Les conditions de mise en oeuvre de cette deuxième section sont telles que le
flux
F4 produit à la pression P,~ a une capacité calorifique proche des
spécifications des
réseaux de transport, tout en étant inférieure à celle du flux F,. Ce flux qui
peut contenir
jusqu'à 50% de la quantité d'hydrocarbures totale traitée par le procédé, peut
alors ëtre
comprimé à une pression proche de celle de la charge à traiter et être adjoint
au flux F,
produit directement par la première section. Le flux ainsi obtenu peut alors
posséder alors
un pouvoir calorifique conforme aux spécifications des réseaux de transport et
de
distribution.
CA 02279110 1999-07-28
Selon un premier mode de mise en oeuvre de l'invention, on utilise au moins
une
partie du flux F3 pour purger la première section A, et produire un flux
comportant des
composés G,.
Pour cela, une partie du flux F3 est envoyée par un conduit 7 vers un moyen de
compression tel qu'un compresseur 8 de manière à augmenter sa valeur de
pression de
P3 à une valeur de pression sensiblement voisine de Po. La fraction du
troisième flux F3
comprimée est introduite dans la section A, à co-courant de l'étape
d'adsorption par un
conduit 9. A l'intérieur de cette section, cette fraction est utilisée pour
purger les
adsorbeurs et évacuer une partie des hydrocarbures contenus dans les volumes
morts
des adsorbeurs de la première section Agi. Ce flux d'hydrocarbures (ou plus
généralement
de composés G,) produit pendant la purge à co-courant de l'étape d'adsorption,
est
produit à haute pression, et peut donc être adjoint au flux F, composés en
majorité
d'hydrocarbures (ou plus généralement de composés G,) non adsorbés dans la
première
section.
En procédant de cette façon, il est possible d'améliorer le taux de
récupération par
passe en hydrocarbures (ou plus généralement de composés G,) de cette section
A,
jusqu'à des valeurs de 20 % en fonction de la teneur en hydrocarbures de la
charge à
traiter, des pressions de travail des deux sections du procédé et des
conditions de mise
en oeuvre des différentes étapes des cycles PSA. La teneur en hydrocarbures de
la
charge ou du deuxième flux Fz envoyé à la deuxième section A2 est de fait
diminuée. En
conséquence le taux de récupération par passe en azote de la section AZ peut
ëtre lui
aussi amélioré jusqu'à des valeurs de 20%mol. , ce qui a pour conséquence de
diminuer
la quantité d'adsorbant à mettre en oeuvre dans cette deuxième section.
L'utilisation d'au
moins une fraction du flux F3 pour effectuer une purge de la section A, permet
donc pour
les mëmes spécifications de puretés des flux et des taux de récupération
globaux en
méthane et en azote, d~ faire travailler les sections A, et A2 avec de
meilleures taux de
récupération par passe respectivement en composés G, et en composés G2 et donc
de
réduire les quantités de tamis à mettre en ceuvre dans la deuxième section A2.
De plus, le
CA 02279110 1999-07-28
12
volume relatif du flux F, étant plus important du fait de l'utilisation de la
purge par une
fraction du flux F3, les coûts associés à la compression des gaz sont
diminués. Ces
différents points montrent bien le couplage et la synergie existants entre les
deux
sections d'adsorption.
Dans le but d'augmenter la pureté du flux F4 en composés G,, au moins une
fraction du flux F4 peut être recyclée vers la section A2. Les conditions de
mise en oeuvre,
notamment la quantité de fraction recyclée, permettent de réduire la quantité
d'adsorbant
totale à utiliser dans les deux zones ou sections d'adsorption par rapport au
cas où les
deux sections conduiraient à une pureté en composés G, dans le flux F~ égale
ou
supérieure à celle du flux F,.
Dans un premier exemple de réalisation, une fraction du flux F4 est envoyé par
un
conduit 5a dans le prolongement du conduit 5 vers le conduit 3 en amont du
dispositif de
compression 6. Cette fraction est alors mélangée avec le flux F2, à la
pression Pz, Le
mélange est ensuite introduit dans la deuxième section d'adsorption pour être
traité selon
le schéma donné ci-dessus.
Dans un deuxième exemple de mise en oeuvre de l'invention, une fraction au
moins
du flux Fa est envoyé vers un dispositif de compression 10 disposé sur un
conduit 5b relié
à l'entrée de la deuxième section et prolongeant le conduit 5. La fraction de
ce flux est
porté à une valeur de pression P3.
Sans sortir du cadre de l'invention, le flux F3 peut être en partie ou
totalement utilisé
pour effectuer des purges à contre courant des étapes de production lors des
phases de
régénération de ou des adsorbants. Si une partie ou la totalité de F3 est
utilisée pour
effectuer la purge de la section A,, le flux est détendu au préalable à la
pression Pz. Si ce
flux est utilisé pour la purge de la section A2, il est détendu au préalable à
la pression P~.
II en est de même pour le flux F,
CA 02279110 1999-07-28
S'
13
Dans tous les exemples de mise en oeuvre explicitées ci-dessus, on peut opérer
dans les conditions suivantes
~ De préférence, la charge ou gaz naturel envoyé au procédé de traitement est
à
une température comprise entre -50°C et +100°C et
préférentiellement comprise
entre -30°C et 50°C. Sa pression Po est comprise par exemple
entre 0.3 MPa et
3 MPa et préférentiellement entre 0.5 MPa et 2.5 MPa.
~ La valeur de la pression P, est comprise entre 0.3 MPa et 3 MPa et
préférentiellement entre 0.5 MPa et 2.5 MPa.
~ La pression P2 Est inférieure à 0.5 MPa et préférentiellement entre 0.001
MPa et
0.5 MPa.
~ La pression P3 est comprise entre 0.2 MPa et 3 MPa et préférentiellement
entre
0.3 MPa et 2 MPa.
~ La pression P4 est inférieure à 0.5 MPa et préférentiellement entre 0.001
MPa et
0.5 MPa.
Appliqué au traitement d'un gaz naturel comportant des hydrocarbures et de
l'azote,
le flux (F, et F4) ainsi obtenu a un pouvoir calorifique conforme aux
spécifications des
réseaux. De plus le flux F, étant produit à une pression proche de P, (entre
0,3 et 3 MPa),
les coûts de compres lion totaux associés à la mise à la pression des réseaux
de
transport et de distribution de la totalité des flux F, et F4 se trouvent
réduits par rapport à
la situation ou les deux flux F, et F4 sont à une pression de type P4 entre
0.001 et 0.3
MPa. De plus, du fait de l'utilisation de la purge de la section A, par au
moins une fraction
du flux F3, la fraction de composés G, produits dans le flux F, est plus
importante que
dans le cas ou cette purge n'est pas utilisée, ce qui a pour conséquence
directe de
réduire encore les coüts associés à la compression des gaz.
CA 02279110 1999-07-28
14
Les adsorbants susceptibles d'ëtre utilisés dans les deux sections du procédé
peuvent ëtre naturels ou synthétiques.
Dans la première section de la séparation, ils ont des tailles de pores
proches des
diamètres cinétiques des molécules à séparer faisant ainsi apparaïtre une
sélectivité
diffusionnelle. Plus précisément, ces tailles dé pores sont de l'ordre de 3,5
à 4,5 ä. Le
terme diamètre de pore effectif est conventionnel pour l'homme du métier. II
est utilisé
pour définir de façon fonctionnelle la taille d'un pore en terme de taille de
molécule
capable d'entrer dans ce pore. II ne désigne pas la dimension réelle du pore
car celle-ci
est souvent difficile à déterminer puisque de forme irrégulière (c'est-à-dire
non circulaire).
D.W. Breck fournit une discussion sur le diamètre de pore effectif dans son
livre intitulé
Zeolite Molecular Sieves (John Wiley and Sons, New York, 1974) aux pages 633 à
641.
II existe plusieurs matériaux adsorbants de taille de pore de l'ordre de 3,5 à
4,5 ~
permettant d'effectuer le type de séparation à sélectivité diffusionnelle
effectuée dans la
première section du procédé. Parmi eux, se trouvent les tamis moléculaires au
carbone
(US-4.526.887, 5.238.888, 4.627.857...) et certains tamis moléculaires
zéolithiques
comme les zéolithes 4,A et 5A, la mordénite, la clinoptilolite naturelle ou
synthétique,
échangée avec des ions calcium, magnésium, potassium, sodium ou ammonium, la
chabazite et l'erionite. Ces tamis sont connus de l'homme de l'art et ont été
décrits dans
le livre de D.M. Ruthven, intitulé Principles of adsorption and adsorption
processes (John
Wiley and Sons, New York, 1984).
Les adsorbants susceptibles d'être utilisés dans la deuxième section de la
séparation sont tous ceux qui présentent une sélectivité thermodynamique en
faveur des
hydrocarbures plutôt qu'en faveur des composés dont le diamètre cinétique est
inférieur à
celui de l'azote. Ces adsorbants sont nombreux. Parmi eux se trouvent les
tamis
moléculaires au carbone, les charbons actif, les argiles activées, le silica
gel, l'alumine
activée, les tamis moléculaires cristallins comme les zéolithes 5A, la ZSM-5
(US-
3.702.886), la ZSM-11 (RE 29 948), la ZSM-48 (US-3.709.979), la ZSM-23
CA 02279110 1999-07-28
(US-4.076.872), la ferrierite (US-4.016.425 et US-4.251.499), ies faujasites
ainsi que de
nombreux autres aluminosilicates cristallins analogues. Les adsorbants
utilisés dans la
première section peuvent aussi ëtre utilisés dans la seconde puisque ces
adsorbants sont
sélectifs pour les hydrocarbures lorsqu'ils sont utilisés dans des conditions
permettant
5 l'atteinte de l'équilibre thermodynamique.
Exemple 1 : résultats obtenus suivant un schéma de principe conforme à l'art
antérieur
La composition de la charge à traiter est donnée dans le tableau 1
Composs Composition Composs Composition
en % mol. en % mol.
C, 71 iCs 0,03
1,8 nCs 0,01
C3 1,1 N2 25,26
iC4 0,3
nC4 0,5
Tableau n°1 : composition de la charge
Cette charge peut aussi contenir des traces de Cs et de benzène. Sa
température
est de 10°C et sa pression de 1,8 MPa. La charge à traiter a un débit
de 26 800 Nm3/j.
La charge est envoyée vers la première section d'adsorption A, du procédé.
Dans
cet exemple, la section est constituée de quatre adsorbeurs opérant de façon
séquentielle suivant un cycle PSA incluant des étapes de compression,
d'adsorption, de
dépressurisation à co-courant, d'égalisation de pression, de dépressurisation
et de purge
à contre courant. Les adsorbeurs sont des cylindres de 1 m de diamètre interne
et de 2,6
m de hauteur, contenant chacun 1330 kg de tamis moléculaire au carbone.
L'adsorbant contenu dans fes quatre adsorbeurs est régénéré par abaissement de
la pression à 0,12 MPa.
Dans les conditions de fonctionnement du procédé, un premier flux F, enrichi
en
hydrocarbures est produit à la pression de 1,8 MPa avec la composition donnée
dans le
CA 02279110 1999-07-28
16
tableau n°2. Le taux de récupération par passe en hydrocarbures est de
60%. Le flux
d'hydrocarbures est produit avec un débit moyen de 12 260Nm3/j.
Composs Composition Composs Composition
en % mol. en % mol.
C, 93,1 iC 0,015
C2 2,36 nCs 0,015
C3 1,45 N2 2,0
iCa 0,4
nC4 0,65
Tableau n°2 : premier flux issu de la première section
Les étapes de régénération de l'adsorbant de la première section.
d'adsorption,
conduisent à la production d'un deuxième flux F2 riche en composés de faible
pouvoir
calorifique. Dans les conditions de fonctionnement du procédé, ce flux est
produit à la
pression P2 de 0,12 MPa avec la composition donnée dans le tableau n°3.
Ce flux est
produit avec un débit moyen de 14540 Nm3/j.
Composs Composition Composs Composition
en % mol. en % mol.
C, 52,5 iCs
C2 1,3 nCs
C3 0,8 N2 44,9
iC4 0,22
nCa 0,32
Tableau n°3 : composition du deuxième flux F2 obtenu par
régénération de A,
Ce deuxième flux FZ est envoyé vers un compresseur pour ëtre porté à la
pression
de 0,6 MPa. Le flux F;> ainsi obtenu est alors envoyé vers la seconde section
A2 du
procédé. Cette section est constituée de quatre adsorbeurs opérant de façon
séquentielle
suivant un cycle PSA incluant des étapes de compression, d'adsorption, de
purge à co-
courant, d'égalisation de pression, de dépressurisation et de purge à contre
courant.
Environ 70% mol. du flux produit lors de la régénération est recyclé après
compression à
0,6 MPa dans l'adsorbeur AZ lors d'une étape de purge concourant qui fait
suite à l'étape
CA 02279110 1999-07-28
17
de production. Les adsorbeurs sont des cylindres de 1,1 m de diamètre interne
et de
2,5 m de hauteur, contenant chacun 1650 kg de charbon actif.
L'adsorbant contenu dans les quatre adsorbeurs est régénéré par abaissement de
la pression à 0,11 MPa.
Dans les conditions de fonctionnement du procédé, le flux F3 enrichi en azote
est
produit à la pression de 0,6 MPa avec la composition donnée dans le tableau
n°4 et un
débit moyen de 6590 Nm3/j.
Composs Composition Composs Composition
en % mol. en % mol.
C1 9,42 iCs
C2 0,3 nCs
C3 0,15 N2 90
iCa 0,05 COz
nCa 0,06
Tableau n°4 : composition du flux F3 produit de la seconde section
AZ
Les étapes de régénération de l'adsorbant de la deuxième section d'adsorption
Az,
conduisent à la production d'un quatrième flux Fa enrichi en hydrocarbures.
Dans les
conditions de fonctionnement du procédé, ce flux est produit à la pression de
0,11 MPa
avec la composition donnée dans le tableau n°5. Environ 70% mol de ce
flux est recyclé
vers l'unité A2. Le débit moyen net du flux produit riche en hydrocarbures est
de 7950
Nm3/j.
Compos Composition Compos Composition
en % mol. en % mol.
C, 88,2 iCs
C2 2,1 nCs
C3 1,2 N2 7,5
iCo 0,4
nC4 0,6
Tableau n°5 : composition du flux F4 obtenu par régénération de la
section A2
Globalement le procédé suivant le schéma de la figure 1 conduit à la
production
,.
CA 02279110 1999-07-28
18
~ un taux de récupération global en hydrocarbures pour l'ensemble du procédé
de
96,7%.
~ d'un flux global (F, et F4) d'hydrocarbures contenant 96%mol
d'hydrocarbures, au
pouvoir calorifique conforme aux spécifications des réseaux,
~ d'un flux riche en azote (96%) conforme aux spécificâtions Européennes en
terme de
rejet atmosphérique.
Exemple 2 : schéma de procédé décrit à la figure 2
L'exemple 2 diffèrE: de l'exemple 1 en ce qu'une partie du flux à la pression
de 0.6
MPa enrichi en composés de faible pouvoir calorifique issu de la seconde
section AZ est
comprimée à 1.8 MPa et est utilisée pour purger les adsorbeurs de la première
section A,
du procédé à co-courant après l'étape d'adsorption. La charge à traiter et les
adsorbeurs
de la première section A, sont identiques à ceux décrits dans l'exemple 1.
Dans ces conditions de fonctionnement, le taux de récupération par passe en
hydrocarbures est de 66%. Le flux d'hydrocarbures est produit avec un débit
moyen de
13740 Nm3/j, à la pres:~ion de 1,8 MPa et avec la même composition que celle
donnée
dans le tableau n°2.
Les étapes de régénération de l'adsorbant, conduisent à la production d'un
flux à la
pression intermédiaire de 0,12 MPa, à la composition donnée dans le tableau
n°6 et avec
un débit moyen de 13790 Nm3/j.
Compos Composition Compos Composition
en % mol. en % mol.
C, 45,7 iC5
Cz 1,1 nCs
0,7 N2 51,9
iCa 0,2
nC~ 0,4
Tableau n°6 : composition du flux FZ
CA 02279110 1999-07-28
4'
19
Ce flux F2 est envoyé vers un compresseur pour être porté à la pression de 0.6
MPa. Le flux FZ ainsi obtenu est envoyé vers la seconde section du procédé. Ce
flux
contient 7% moins d'hydrocarbures que dans le premier exemple du fait de
l'utilisation de
la purge à co-courant effectuée dans la première section. Ceci entraîne un
meilleur taux
de récupération par passe en azote dans la section A2 (amélioration de 3%) et
permet de
réduire de 11% la quantité de tamis utilisée dans les quatre adsorbeurs.
Dans les conditions de fonctionnement du procédé, un flux F3 enrichi en azote
est
produit à la pression de 0,6 MPa avec une composition identique à celle donnée
dans le
tableau n°4 et un débit moyen de 6590 Nm3/j.
Les étapes de régénération de l'adsorbant conduisent à la production d'un flux
F4
enrichi en hydrocarbures dont la composition est proche de celle donnée dans
le tableau
n°5. Ce flux est produit avec un débit net moyen de 6460 Nm3/j.
Globalement, les coûts énergétiques associés à la compression des gaz par le
procédé suivant l'invention sont réduits d'environ 10%.
Globalement l'introduction de l'étape de purge par une fraction du flux F3 à
co-
courant de l'étape d'adsorption dans la première section conduit, pour les
mêmes
spécifications de pureté des flux et des taux globaux de récupération en
méthane et en
azote identiques, par rapport au premier exemple
~ à une amélioration du taux de récupération par passe en hydrocarbures de la
première
section de près de 6°'i° et du taux de récupération par passe en
azote de la seconde
section de 3%,
~ à une réduction de près de 11 % de la quantité d'adsorbant utilisée dans la
seconde
section du procédé,
~ à une réduction de près de 10°i° de la consommation
énergétique associée à la
compression des gaz.
La présente invention s'applique en particulier pour traiter des gaz naturels
issus
de puits de production et comportant des teneurs en azote comprises entre 1 %
et 50%
mol.
Le champ d'application de ce procédé concerne notamment celui des petites
entités. II peut ëtre utilisé pour des capacités inférieures à 70 MMSCFD.
