Note : Les descriptions sont présentées dans la langue officielle dans laquelle elles ont été soumises.
CA 02767502 2012-01-06
WO 2011/004123 PCT/FR2010/051437
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Procédé de production d'un courant riche en méthane et d'un courant riche
en hydrocarbures en C2+, et installation associée
La présente invention concerne un procédé de production d'un courant
riche en méthane et d'un courant riche en hydrocarbures en C2+ à partir d'un
courant d'alimentation contenant des hydrocarbures, du type comprenant les
étapes suivantes :
- refroidissement d'au moins une première fraction du courant
d'alimentation dans un premier échangeur thermique ;
- introduction de la première fraction d'alimentation refroidie dans un
premier ballon séparateur pour produire un courant léger de tête et un courant
lourd de pied ;
- division du courant léger de tête en une fraction d'alimentation de
turbine
et en une fraction d'alimentation de colonne ;
- détente de la fraction d'alimentation de turbine dans une première
turbine
de détente dynamique et introduction d'au moins une partie de la fraction
détendue dans la première turbine dans une partie moyenne d'une première
colonne de distillation ;
- refroidissement et condensation au moins partielle de la fraction
d'alimentation de colonne dans un deuxième échangeur thermique, détente et
introduction de la fraction d'alimentation de colonne refroidie dans une
partie
haute de la première colonne de distillation ;
- détente et vaporisation partielle du courant lourd de pied dans le
premier
échangeur thermique et introduction du courant lourd de pied détendu dans un
deuxième ballon séparateur pour produire une fraction gazeuse de tête et une
fraction liquide de pied ;
- détente de la fraction liquide de pied et introduction dans la partie
moyenne de la première colonne de distillation ;
- refroidissement et condensation au moins partielle de la fraction gazeuse
de tête dans le deuxième échangeur thermique et introduction dans la partie
haute
de la première colonne de distillation ;
- récupération d'un courant de fond de colonne au pied de la première
colonne de distillation, le courant riche en hydrocarbures en C2+ étant formé
à
partir du courant de fond de colonne ;
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- récupération et réchauffage d'un courant de tête de colonne riche en
méthane,
- compression d'au moins une fraction du courant de tête de colonne dans
au moins un premier compresseur accouplé à la première turbine de détente
dynamique et dans au moins un deuxième compresseur ;
- formation du courant riche en méthane à partir du courant de tête de
colonne réchauffé et comprimé ;
- prélèvement d'un courant de soutirage dans le courant de tête de
colonne ;
- refroidissement et introduction du courant de soutirage refroidi dans une
partie haute de la première colonne de distillation.
Un tel procédé est destiné à extraire des hydrocarbures en C2+, comme
notamment l'éthylène, l'éthane, le propylène, le propane et des hydrocarbures
plus lourds, à partir notamment de gaz naturel, de gaz de raffinerie ou de gaz
synthétique obtenu à partir d'autres sources hydrocarbonées telles que le
charbon, l'huile brute, le naphta.
Le gaz naturel contient généralement une majorité de méthane et d'éthane
constituant au moins 50% en moles du gaz. Il contient également en quantité
plus
négligeable des hydrocarbures plus lourds, tels que le propane, le butane, le
pentane. Dans certains cas, il contient également de l'hélium, de l'hydrogène,
de
l'azote et du dioxyde de carbone.
Il est nécessaire de séparer les hydrocarbures lourds du gaz naturel pour
répondre à au moins deux impératifs.
Tout d'abord, économiquement, les hydrocarbures en C2+, et notamment
l'éthane, le propane et le butane peuvent être valorisés. En outre, la demande
en
liquides de gaz naturel en tant que charge pour l'industrie pétrochimique
augmente continûment et devrait continuer à augmenter dans les prochaines
années.
En outre, pour des raisons de procédé, il est souhaitable de séparer les
hydrocarbures lourds afin d'éviter qu'ils ne condensent au cours du transport
et/ou
de la manipulation des gaz. Ceci permet d'éviter des incidents tels que
l'arrivée
de bouchons liquides dans les installations de transport ou de traitement
conçues
pour des effluents gazeux.
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Pour séparer les hydrocarbures en C2+ du gaz naturel, il est connu d'utiliser
un procédé d'absorption à l'huile qui permet de récupérer jusqu'à 90% du
propane
et jusqu'à environ 40% de l'éthane.
Pour atteindre des taux de récupération plus élevés, les procédés
d'expansion cryogénique sont utilisés.
Dans un procédé d'expansion cryogénique connu, une partie du courant
d'alimentation contenant les hydrocarbures est utilisée pour les rebouilleurs
secondaires d'une colonne de séparation du méthane.
Puis, les différents effluents, après condensation partielle, sont combinés
pour alimenter un séparateur gaz-liquide.
Comme décrit dans US 5,555,748, le courant léger obtenu en tête du
séparateur est divisé en une première fraction d'alimentation de colonne, qui
est
condensée avant d'être envoyée vers l'alimentation de tête de la colonne de
distillation et en une seconde fraction qui est envoyée vers une turbine de
détente
dynamique avant d'être réintroduite dans la colonne de distillation.
Ce procédé présente l'avantage d'être facile à démarrer et d'offrir une
flexibilité opératoire importante, combinée à une bonne efficacité et à une
bonne
sûreté.
Toutefois, les contraintes économiques nécessitent d'augmenter encore
l'efficacité du procédé tout en conservant un rendement d'extraction d'éthane
très
élevé. Il est en outre nécessaire de minimiser l'encombrement des
installations et
de réduire, voire de supprimer l'apport en réfrigérants externes tels que le
propane, notamment pour la mise en oeuvre du procédé sur des installations
flottantes ou dans des zones sensibles en terme de sécurité.
Un but de l'invention est donc d'obtenir un procédé de production qui
permet de séparer un courant d'alimentation contenant des hydrocarbures en un
courant riche en hydrocarbures en C2+ et en un courant riche en méthane, de
manière très économique, peu encombrante et très efficace.
A cet effet, l'invention a pour objet un procédé du type précité, caractérisé
en ce que le procédé comprend les étapes suivantes :
- formation d'un courant de reflux refroidi à partir d'au moins une partie
d'un
effluent issu d'une turbine de détente dynamique, la partie de l'effluent issu
de la
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3a
turbine de détente dynamique étant refroidie et au moins partiellement
liquéfiée
dans un échangeur thermique pour former le courant de reflux refroidi.
Selon un aspect de la présente invention, il est prévu un procédé de
production d'un courant riche en méthane et d'un courant riche en
hydrocarbures en c2+ à partir d'un courant d'alimentation contenant des
hydrocarbures, le procédé comprenant les étapes suivantes :
- séparation du courant d'alimentation en une première fraction du courant
d'alimentation et en au moins une deuxième fraction du courant d'alimentation;
- introduction de la première fraction du courant d'alimentation dans le
premier échangeur thermique;
- refroidissement de la première fraction du courant d'alimentation dans le
premier échangeur thermique;
- introduction de la première fraction du courant d'alimentation refroidi
dans un premier ballon séparateur pour produire un courant léger de tête et un
courant lourd de pied;
- division du courant léger de tête en une fraction d'alimentation de turbine
et en une fraction d'alimentation de colonne;
- détente de la fraction d'alimentation de turbine dans une première
turbine de détente dynamique et introduction d'au moins une partie de la
fraction
détendue dans la première turbine dans une partie moyenne d'une première
colonne de distillation;
- refroidissement et condensation au moins partielle de la fraction
d'alimentation de colonne dans un deuxième échangeur thermique, détente et
introduction de la fraction d'alimentation de colonne refroidie dans une
partie
haute de la première colonne de distillation;
- détente et vaporisation partielle du courant lourd de pied dans le
premier
échangeur thermique et introduction du courant lourd de pied détendu dans un
deuxième ballon séparateur pour produire une fraction gazeuse de tête et une
fraction liquide de pied;
- détente de la fraction liquide de pied et introduction dans la partie
moyenne de la première colonne de distillation;
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- refroidissement et condensation au moins partielle de la fraction
gazeuse de tête dans le deuxième échangeur thermique et introduction dans la
partie haute de la première colonne de distillation;
- récupération d'un courant de fond de colonne au pied de la première
colonne de distillation, le courant riche en hydrocarbures en C2+ étant formé
à
partir du courant de fond de colonne;
- récupération et réchauffage d'un courant de tête de colonne riche en
méthane;
- compression d'au moins une fraction du courant de tête de colonne dans
au moins un premier compresseur accouplé à la première turbine de détente
dynamique et dans au moins un deuxième compresseur;
- formation du courant riche en méthane à partir du courant de tête de
colonne réchauffé et comprimé;
- prélèvement d'un courant de soutirage dans le courant de tête de
colonne;
- refroidissement et introduction du courant de soutirage refroidi dans une
partie haute de la première colonne de distillation;
- introduction d'au moins une partie de la deuxième fraction du courant
d'alimentation dans une deuxième turbine de détente dynamique, distincte de la
première turbine de détente dynamique,
- formation d'un courant de reflux refroidi à partir d'au moins une partie
d'un effluent issu d'une turbine de détente dynamique la fraction détendue
issue
de la deuxième turbine de détente dynamique formant l'effluent issu de la
turbine
de détente dynamique,
- la partie de l'effluent issu de la turbine de détente dynamique étant
refroidie et au moins partiellement liquéfiée dans un échangeur thermique pour
former le courant de reflux refroidi; et
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3c
- introduction du courant de reflux refroidi issu de l'échangeur thermique
dans la première colonne de distillation,
dans lequel la totalité de la deuxième fraction du courant d'alimentation
est introduite dans la deuxième turbine de détente dynamique sans
refroidissement entre l'étape de séparation du courant d'alimentation et
l'étape
d'introduction de la deuxième fraction du courant d'alimentation dans la
deuxième turbine de détente dynamique.
Selon un autre aspect de la présente invention, il est prévu un procédé de
production d'un courant riche en méthane et d'un courant riche en
hydrocarbures en C2+ à partir d'un courant d'alimentation contenant des
hydrocarbures, le procédé comprenant les étapes suivantes :
- séparation du courant d'alimentation en une première fraction du
courant d'alimentation et en au moins une deuxième fraction du courant
d'alimentation;
- introduction de la première fraction du courant d'alimentation dans le
premier échangeur thermique;
- refroidissement de la première fraction du courant d'alimentation dans le
premier échangeur thermique;
- introduction de la première fraction du courant d'alimentation refroidi
dans un premier ballon séparateur pour produire un courant léger de tête et un
courant lourd de pied;
- division du courant léger de tête en une fraction d'alimentation de
turbine et en une fraction d'alimentation de colonne;
- détente de la fraction d'alimentation de turbine dans une première
turbine de détente dynamique et introduction d'au moins une partie de la
fraction
détendue dans la première turbine dans une partie moyenne d'une première
colonne de distillation;
- refroidissement et condensation au moins partielle de la fraction
d'alimentation de colonne dans un deuxième échangeur thermique, détente et
introduction de la fraction d'alimentation de colonne refroidie dans une
partie
haute de la première colonne de distillation;
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3d
- détente et vaporisation partielle du courant lourd de pied dans le
premier
échangeur thermique et introduction du courant lourd de pied détendu dans un
deuxième ballon séparateur pour produire une fraction gazeuse de tête et une
fraction liquide de pied;
- détente de la fraction liquide de pied et introduction de la fraction
liquide
de pied dans la partie moyenne de la première colonne de distillation;
- refroidissement et condensation au moins partielle de la fraction
gazeuse de tête et introduction de la fraction gazeuse de tête dans la partie
haute de la première colonne de distillation;
- récupération d'un courant de fond de colonne au pied de la première
colonne de distillation, le courant riche en hydrocarbures en C2+ étant formé
à
partir du courant de fond de colonne;
- récupération et réchauffage d'un courant de tête de colonne riche en
méthane;
- compression d'au moins une fraction du courant de tête de colonne
dans au moins un premier compresseur accouplé à la première turbine de
détente dynamique et dans au moins un deuxième compresseur;
- prélèvement d'un courant de soutirage dans le courant de tête de
colonne;
- refroidissement et introduction du courant de soutirage refroidi dans une
partie haute de la première colonne de distillation;
- introduction d'au moins une partie de la deuxième fraction du courant
d'alimentation dans une deuxième turbine de détente dynamique, distincte de la
première turbine de détente dynamique;
- formation d'un effluent à partir de la deuxième turbine de détente
dynamique;
- refroidissement et liquéfaction au moins partielle de la partie de
l'effluent
issu de deuxième la turbine de détente dynamique dans un deuxième échangeur
thermique pour former le courant de reflux refroidi; et
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3e
- introduction du courant de reflux refroidi issu du deuxième échangeur
thermique dans la première colonne de distillation,
dans lequel la partie de la deuxième fraction du courant d'alimentation
introduite dans la deuxième turbine de détente dynamique est convoyée depuis
un point de séparation du courant d'alimentation jusqu'à la deuxième turbine
de
détente dynamique sans passer par un échangeur thermique.
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Le procédé selon l'invention peut comprendre l'une ou plusieurs des
caractéristiques suivantes, prise(s) isolément ou suivant toute(s)
combinaison(s)
techniquement possible(s) :
- il comprend les étapes suivantes :
- prélèvement d'un courant de rebouillage dans la première colonne de
distillation à un niveau de prélèvement;
- mise en relation d'échange thermique du courant de rebouillage avec la
partie de l'effluent issu d'une turbine de détente dynamique dans l'échangeur
thermique pour refroidir et au moins partiellement liquéfier la partie de
l'effluent
issu de la turbine de détente dynamique, et
- réintroduction du courant de rebouillage dans la première colonne de
distillation à un niveau inférieur au niveau de prélèvement;
- l'effluent de la turbine de détente dynamique est formé par la fraction
détendue issue de la première turbine de détente dynamique, le procédé
comprenant l'introduction de la fraction détendue issue de la première turbine
de
détente dynamique dans le deuxième échangeur thermique pour y être refroidie
et partiellement liquéfiée;
- il comprend les étapes suivantes :
- séparation du courant d'alimentation en une première fraction du courant
d'alimentation et en au moins une deuxième fraction du courant d'alimentation,
- introduction de la première fraction du courant d'alimentation dans le
premier échangeur thermique;
- introduction d'au moins une partie de la deuxième fraction du courant
d'alimentation dans une deuxième turbine de détente dynamique, distincte de la
première turbine de détente dynamique, la fraction détendue issue de la
deuxième turbine dynamique formant l'effluent issu de la turbine de détente
dynamique;
- il comprend les étapes suivantes :
- introduction de la fraction détendue issue de la deuxième turbine de
détente dynamique dans un ballon séparateur aval pour former un troisième
courant de tête gazeux et un troisième courant de pied liquide,
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- refroidissement du troisième courant de tête gazeux dans l'échangeur
thermique pour former le courant de reflux refroidi ;
- le troisième courant de tête gazeux est introduit, après refroidissement,
dans une colonne de distillation auxiliaire, le courant de reflux refroidi
étant formé
à partir du courant de pied de la colonne de distillation auxiliaire ;
- il comprend les étapes suivantes :
- refroidissement et condensation partielle de la deuxième fraction de
courant d'alimentation ;
- introduction de la deuxième fraction de courant d'alimentation refroidie
dans un ballon séparateur amont pour former une deuxième fraction gazeuse et
une deuxième fraction liquide ;
- introduction de la deuxième fraction gazeuse dans la deuxième turbine
de détente dynamique ;
- introduction de la deuxième fraction liquide, après détente, dans une
partie inférieure de la première colonne de distillation ;
- la totalité de la deuxième fraction du courant d'alimentation est
introduite dans la deuxième turbine de détente dynamique sans refroidissement
entre l'étape de séparation du courant d'alimentation et l'étape
d'introduction de la
deuxième fraction du courant d'alimentation dans la deuxième turbine de
détente
dynamique ;
- il comprend les étapes suivantes :
- prélèvement d'une fraction secondaire de compression dans le courant
de tête de colonne riche en méthane, avant le passage du courant de tête de
colonne riche en méthane dans le premier compresseur,
- passage de la fraction secondaire de compression dans un troisième
compresseur accouplé à la deuxième turbine de détente dynamique ;
- introduction de la fraction secondaire de compression comprimée
issue du troisième compresseur dans le courant de tête de colonne comprimé, en
aval du premier compresseur ;
- il comprend les étapes suivantes :
- prélèvement d'un courant de refroidissement d'appoint dans le
courant de tête de colonne riche en méthane ou dans un courant formé à partir
du
courant de tête de colonne riche en méthane ;
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- détente et introduction du courant de refroidissement d'appoint
détendu dans un courant circulant en amont de la première turbine de détente,
avantageusement dans la première fraction du courant d'alimentation refroidie
ou
dans la fraction d'alimentation de turbine ;
- il comprend les étapes suivantes :
- passage du courant de tête de colonne riche en méthane dans le
premier échangeur thermique ;
- prélèvement d'un courant de détente auxiliaire dans le courant de tête
de colonne riche en méthane, après son passage dans le premier échangeur
thermique ;
- détente dynamique du courant de détente auxiliaire dans une turbine
auxiliaire de détente dynamique ;
- introduction du courant détendu issu de la turbine auxiliaire de détente
dynamique dans le courant de tête de colonne riche en méthane, avant son
passage dans le premier échangeur thermique ;
- le deuxième compresseur comprend un premier étage de compression,
au moins un deuxième étage de compression et un réfrigérant interposé entre le
premier étage de compression et le deuxième étage de compression, le procédé
comprenant une étape de passage du courant de tête de colonne comprimé issu
du premier compresseur successivement dans le premier étage de compression,
dans le réfrigérant, puis dans le deuxième étage de compression ;
- la partie de l'effluent issu de la turbine de détente dynamique, le
courant
de tête de colonne, la fraction d'alimentation de colonne, et la fraction
gazeuse de
tête, sont placés en relation d'échange thermique dans le deuxième échangeur
thermique ; et
- au moins une fraction du courant de tête de colonne et la partie de
l'effluent de la turbine de détente dynamique sont placées en relation
d'échange
thermique dans un échangeur thermique aval distinct du deuxième échangeur
thermique ;
- le courant de rebouillage auxiliaire est placé en relation d'échange
thermique avec le courant issu de la turbine de détente dynamique dans le
deuxième échangeur thermique ;
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- aucun cycle de réfrigération extérieur n'est utilisé pour refroidir la
première
fraction du courant d'alimentation dans le premier échangeur thermique ;
- le courant de fond de colonne est pompé et est avantageusement
réchauffé par mise en relation d'échange thermique avec au moins une fraction
du
courant d'alimentation jusqu'à une température inférieure à sa température de
bulle.
L'invention a en outre pour objet une installation de production d'un courant
riche en méthane et d'un courant riche en hydrocarbures en C2+ à partir d'un
courant d'alimentation contenant des hydrocarbures, du type comprenant
- un premier échangeur thermique pour refroidir au moins une première
fraction du courant d'alimentation ;
- un premier ballon séparateur et des moyens d'introduction de la première
fraction d'alimentation refroidie dans le premier ballon séparateur pour
produire un
courant léger de tête et un courant lourd de pied ;
- des moyens de division du courant léger de tête en une fraction
d'alimentation de turbine et en une fraction d'alimentation de colonne ;
- une première colonne de distillation ;
- des moyens de détente de la fraction d'alimentation de turbine
comprenant une première turbine de détente dynamique et des moyens
d'introduction d'au moins une partie de la fraction détendue dans la première
turbine dans une partie moyenne de la première colonne de distillation ;
- des moyens de refroidissement et de condensation au moins partielle de
la fraction d'alimentation de colonne comprenant un deuxième échangeur
thermique et des moyens de détente et d'introduction de la fraction
d'alimentation
de colonne refroidie dans une partie haute de la première colonne de
distillation ;
- des moyens de détente et des moyens de vaporisation partielle du
courant lourd de pied comprenant le premier échangeur thermique ;
- un deuxième ballon séparateur et des moyens d'introduction du courant
lourd de pied dans le deuxième ballon séparateur pour produire une fraction
gazeuse de tête et une fraction liquide de pied ;
- des moyens de détente de la fraction liquide de pied et des moyens
d'introduction dans la partie moyenne de la première colonne de distillation ;
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- des moyens de refroidissement et de condensation au moins partielle de
la fraction gazeuse de tête comprenant le deuxième échangeur thermique et des
moyens d'introduction de la fraction gazeuse de tête dans la partie haute de
la
première colonne de distillation;
- des moyens de récupération d'un courant de fond de colonne au pied de
la première colonne de distillation, et des moyens de formation du courant
riche
en hydrocarbures en c2+ à partir du courant de fond de colonne;
- des moyens de récupération et de réchauffage d'un courant de tête de
colonne riche en méthane, à la tête de la première colonne de distillation;
- des moyens de compression d'au moins une fraction du courant de tête
de colonne comprenant au moins un premier compresseur accouplé à la
première turbine de détente dynamique et au moins un deuxième compresseur;
- des moyens de formation du courant riche en méthane à partir du
courant de tête de colonne réchauffé et comprimé;
- des moyens de prélèvement dans le courant de tête de colonne d'un
courant de soutirage;
- des moyens de refroidissement et d'introduction du courant de soutirage
refroidi dans une partie haute de la première colonne de distillation;
caractérisé en ce que l'installation comprend :
- des moyens de formation d'un courant de reflux refroidi à partir d'au
moins une partie d'un effluent issu d'une turbine de détente dynamique, la
partie
de l'effluent issu de la turbine de détente dynamique étant refroidie et au
moins
partiellement liquéfiée dans un échangeur thermique pour former le courant de
reflux refroidi;
- des moyens d'introduction du courant de reflux refroidi issu de
l'échangeur thermique dans la première colonne de distillation.
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8a
Selon un autre aspect de la présente invention, il est prévu une
installation de production d'un courant riche en méthane et d'un courant riche
en
hydrocarbures en c2+ à partir d'un courant d'alimentation contenant des
hydrocarbures, du type comprenant :
- des moyens de séparation du courant d'alimentation en une première
fraction du courant d'alimentation et en au moins une deuxième fraction du
courant d'alimentation;
- un premier échangeur thermique pour refroidir au moins la première
fraction du courant d'alimentation;
- des moyens d'introduction de la première fraction du courant
d'alimentation dans le premier échangeur thermique;
- un premier ballon séparateur et des moyens d'introduction de la
première fraction du courant d'alimentation refroidi dans le premier ballon
séparateur pour produire un courant léger de tête et un courant lourd de pied;
- des moyens de division du courant léger de tête en une fraction
d'alimentation de turbine et en une fraction d'alimentation de colonne;
- une première colonne de distillation;
- des moyens de détente de la fraction d'alimentation de turbine
comprenant une première turbine de détente dynamique et des moyens
d'introduction d'au moins une partie de la fraction détendue dans la première
turbine dans une partie moyenne de la première colonne de distillation;
- des moyens de refroidissement et de condensation au moins partielle de
la fraction d'alimentation de colonne comprenant un deuxième échangeur
thermique et des moyens de détente et d'introduction de la fraction
d'alimentation de colonne refroidie dans une partie haute de la première
colonne
de distillation;
- des moyens de détente et des moyens de vaporisation partielle du
courant lourd de pied comprenant le premier échangeur thermique;
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8b
- un deuxième ballon séparateur et des moyens d'introduction du courant
lourd de pied dans le deuxième ballon séparateur pour produire une fraction
gazeuse de tête et une fraction liquide de pied;
- des moyens de détente de la fraction liquide de pied et des moyens
d'introduction dans la partie moyenne de la première colonne de distillation;
- des moyens de refroidissement et de condensation au moins partielle de
la fraction gazeuse de tête comprenant le deuxième échangeur thermique et des
moyens d'introduction de la fraction gazeuse de tête dans la partie haute de
la
première colonne de distillation;
- des moyens de récupération d'un courant de fond de colonne au pied de
la première colonne de distillation, et des moyens de formation du courant
riche
en hydrocarbures en c2+ à partir du courant de fond de colonne;
- des moyens de récupération et de réchauffage d'un courant de tête de
colonne riche en méthane, à la tête de la première colonne de distillation;
- des moyens de compression d'au moins une fraction du courant de tête
de colonne comprenant au moins un premier compresseur accouplé à la
première turbine de détente dynamique et au moins un deuxième compresseur;
- des moyens de formation du courant riche en méthane à partir du
courant de tête de colonne réchauffé et comprimé;
- des moyens de prélèvement dans le courant de tête de colonne d'un
courant de soutirage;
- des moyens de refroidissement et d'introduction du courant de soutirage
refroidi dans une partie haute de la première colonne de distillation;
- une deuxième turbine de détente dynamique distincte de la première
turbine de détente dynamique;
- des moyens d'introduction d'au moins une partie de la deuxième fraction
du courant d'alimentation dans la deuxième turbine de détente dynamique;
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8c
- des moyens de formation d'un courant de reflux refroidi à partir d'au
moins une partie d'un effluent issu d'une turbine de détente dynamique, la
fraction détendue issue de la deuxième turbine de détente dynamique formant
l'effluent issu de la turbine de détente dynamique, la partie de l'effluent
issu de la
turbine de détente dynamique étant refroidie et au moins partiellement
liquéfiée
dans un échangeur thermique pour former le courant de reflux refroidi;
- des moyens d'introduction du courant de reflux refroidi issu de
l'échangeur thermique dans la première colonne de distillation, et
- des moyens d'introduction de la totalité de la deuxième fraction du
courant d'alimentation dans la deuxième turbine de détente dynamique sans
refroidissement entre les moyens de séparation du courant d'alimentation et
les
moyens d'introduction de la deuxième fraction du courant d'alimentation dans
la
deuxième turbine de détente dynamique.
Selon un autre aspect de la présente invention, il est prévu une
installation de production d'un courant riche en méthane et d'un courant riche
en
hydrocarbures en C2+ à partir d'un courant d'alimentation contenant des
hydrocarbures, du type comprenant :
- un séparateur de courant d'alimentation, configuré pour séparer le
courant d'alimentation en une première fraction du courant d'alimentation et
en
au moins une deuxième fraction du courant d'alimentation;
- un premier échangeur thermique pour refroidir la première fraction du
courant d'alimentation;
- un premier introducteur d'échangeur thermique configuré pour introduire
la première fraction du courant d'alimentation dans le premier échangeur
thermique;
- un premier ballon séparateur et un premier introducteur de ballon
séparateur configuré pour introduire la première fraction du courant
d'alimentation refroidi dans le premier ballon séparateur pour produire un
courant léger de tête et un courant lourd de pied;
- un diviseur du courant léger de tête configuré pour diviser le courant
léger de tête en une fraction d'alimentation de turbine et en une fraction
d'alimentation de colonne;
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8d
- une première colonne de distillation;
- un réducteur de pression de la fraction d'alimentation configuré pour
réduire une pression de la fraction d'alimentation de turbine comprenant une
première turbine de détente dynamique et un premier introducteur de turbine
configuré pour introduire au moins une partie de la fraction détendue dans la
première turbine dans une partie moyenne de la première colonne de
distillation;
- un processeur de fraction d'alimentation de colonne configuré pour
refroidir et pour condenser au moins en partie la fraction d'alimentation de
colonne comprenant un deuxième échangeur thermique et un réducteur de
pression de la fraction d'alimentation de colonne refroidie configuré pour
détendre la fraction d'alimentation de colonne refroidie et pour introduire la
fraction d'alimentation de colonne refroidie dans une partie haute de la
première
colonne de distillation;
- un processeur du courant lourd de pied configuré pour détendre et au
moins partiellement vaporiser le courant lourd de pied, comprenant le premier
échangeur thermique;
- un deuxième ballon séparateur et un deuxième introducteur de ballon
séparateur configuré pour introduire le courant lourd de pied dans le deuxième
ballon séparateur pour produire une fraction gazeuse de tête et une fraction
liquide de pied;
- un réducteur de pression, configuré pour détendre la fraction liquide de
pied (64) et un introducteur de première colonne de distillation, configuré
pour
introduire la fraction liquide de pied détendue dans la partie moyenne de la
première colonne de distillation;
- une unité de refroidissement et de condensation de fraction gazeuse de
tête configurée pour refroidir et condenser au moins partiellement la fraction
gazeuse de tête comprenant le deuxième échangeur thermique et un
introducteur configuré pour introduire la fraction gazeuse de tête dans la
partie
haute de la première colonne de distillation;
- une unité de récupération de courant de fond de colonne configurée
pour récupérer un courant de fond de colonne au pied de la première colonne de
distillation, et un formeur configuré pour former le courant riche en
hydrocarbures en c2+ à partir du courant de fond de colonne;
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8e
- une unité de récupération et de réchauffage d'un courant de tête de
colonne configurée pour récupérer et réchauffer un courant de tête de colonne
riche en méthane, à la tête de la première colonne de distillation;
- une unité de compression configurée pour comprimer au moins une
fraction du courant de tête de colonne comprenant au moins un premier
compresseur accouplé à la première turbine de détente dynamique et au moins
un deuxième compresseur;
- une unité de prélèvement configurée pour prélever dans le courant de
tête de colonne réchauffé et comprimé un courant de soutirage;
- un introducteur configuré pour introduire le courant de soutirage dans les
premier et deuxième échangeur thermique et le courant de soutirage refroidi
dans une partie haute de la première colonne de distillation;
- une deuxième turbine de détente dynamique distincte de la première
turbine de détente dynamique;
-un deuxième introducteur de turbine configuré pour introduire au moins
une partie de la deuxième fraction du courant d'alimentation dans la deuxième
turbine de détente dynamique;
- un formeur d'effluent configuré pour former un effluent issu de la
deuxième turbine de détente dynamique;
- le deuxième échangeur thermique étant capable de refroidir et de
liquéfier au moins partiellement au moins une partie de l'effluent issu de la
deuxième turbine de détente dynamique pour former un courant de reflux
refroidi;
- un introducteur de reflux, configuré pour introduire le courant de reflux
refroidi issu du deuxième échangeur thermique dans la première colonne de
distillation;
dans laquelle la partie de la deuxième fraction du courant d'alimentation
introduite dans la deuxième turbine de détente dynamique est convoyée depuis
un point de séparation du courant d'alimentation jusqu'à la deuxième turbine
de
détente dynamique sans passer par un échangeur thermique.
CA 02767502 2016-10-20
8f
L'invention sera mieux comprise à la lecture de la description qui va
suivre, donnée uniquement à titre d'exemple, et faite en se référant aux
dessins
annexés sur lesquels :
- la Figure 1 est un schéma synoptique fonctionnel d'une première
installation de production destinée à la mise en oeuvre d'un premier procédé
selon l'invention;
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WO 2011/004123 PCT/FR2010/051437
9
- la Figure 2 est un schéma synoptique fonctionnel d'une deuxième
installation de production destinée à la mise en oeuvre d'un deuxième procédé
selon l'invention ;
- la Figure 3 est un schéma synoptique fonctionnel d'une troisième
installation de production destinée à la mise en oeuvre d'un troisième procédé
selon l'invention ;
- la Figure 4 est un schéma synoptique fonctionnel d'une quatrième
installation de production destinée à la mise en oeuvre d'un quatrième procédé
selon l'invention ;
- la Figure 5 est un schéma synoptique fonctionnel d'une cinquième
installation de production destinée à la mise en oeuvre d'un cinquième procédé
selon l'invention ;
- la Figure 6 est un schéma synoptique fonctionnel d'une sixième
installation de production destinée à la mise en oeuvre d'un sixième procédé
selon
l'invention ;
- la Figure 7 est un schéma synoptique fonctionnel d'une septième
installation de production destinée à la mise en oeuvre d'un septième procédé
selon l'invention ;
- la Figure 8 est un schéma synoptique fonctionnel d'une huitième
installation de production destinée à la mise en oeuvre d'un huitième procédé
selon l'invention.
Dans tout ce qui suit, on désignera par les mêmes références un courant
circulant dans une conduite et la conduite qui le transporte.
En outre, sauf indication contraire, les pourcentages cités sont des
pourcentages molaires et les pressions sont données en bars absolus. Le
rendement de chaque compresseur est choisi comme étant de 82% polytropique
et le rendement de chaque turbine est de 85% adiabatique. De même les
colonnes de distillation décrites utilisent des plateaux mais elles peuvent
également utiliser du garnissage vrac ou structuré. Une combinaison de
plateaux
et de garnissage est également possible. Les turbines additionnelles décrites
entraînent des compresseurs mais elles peuvent également entrainer des
générateurs électriques à fréquence variable dont l'électricité produite peut
être
utilisée dans le réseau par l'intermédiaire d'un convertisseur de fréquence.
Les
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courants dont la température est supérieure à l'ambiante sont décrits comme
étant
refroidis par des aéro réfrigérants. En variante, il est possible d'utiliser
des
échangeurs à eau par exemple à eau douce ou à eau de mer.
La Figure 1 illustre une première installation 10 de production d'un courant
12 riche en méthane et d'une coupe 14 riche en hydrocarbures en C2+ selon
l'invention, à partir d'un courant gazeux 16 d'alimentation.
Le courant gazeux 16 est un courant de gaz naturel, un courant de gaz de
raffinerie, ou un courant de gaz synthétique obtenu à partir d'une source
hydrocarbonée telle que du charbon, de l'huile brute, du naphta. Dans
l'exemple
représenté sur les Figures, le courant 16 est un courant de gaz naturel
déshydraté.
Le procédé et l'installation 10 s'appliquent avantageusement à la
construction d'une nouvelle unité de récupération de méthane et d'éthane.
L'installation 10 comprend, d'amont en aval, un premier échangeur
thermique 20, un premier ballon séparateur 22, un deuxième ballon séparateur
24,
et une première turbine de détente dynamique 26, propre à produire du travail
lors
de la détente d'un courant passant à travers la turbine.
L'installation comprend en outre un deuxième échangeur thermique 28, une
première colonne de distillation 30, un premier compresseur 32 accouplé à la
première turbine de détente dynamique 26, un premier réfrigérant 34, un
deuxième compresseur 36, un deuxième réfrigérant 38, et une pompe de fond de
colonne 40.
Un premier procédé de production selon l'invention, mise en oeuvre dans
l'installation 10 va maintenant être décrit.
Le courant d'alimentation 16 d'un gaz naturel déshydraté comprend en
moles, 2,06% d'azote, 83,97% de méthane, 6,31% d'éthane, 3,66% de propane,
0,70% d'isobutane, 1,50% de n-butane, 0,45 % d'isopentane, 0,83% de n-pentane
et 0,51% de dioxyde de carbone.
Le courant d'alimentation 16 présente donc plus généralement en moles
entre 5 % et 15 % d'hydrocarbures en C2+ à extraire et entre 75 % et 90 % de
méthane.
Par gaz déshydraté , on entend un gaz dont la teneur en eau est la plus
basse possible et est notamment inférieure à 1 ppm.
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Le courant d'alimentation 16 présente une pression supérieure à 35 bars et
une température voisine de la température ambiante et notamment sensiblement
égale à 30 C. Le débit du courant d'alimentation est dans cet exemple de 15
000
kmoles/heure.
Dans l'exemple représenté, le courant d'alimentation 16 est introduit dans
sa totalité dans le premier échangeur thermique 20 où il est refroidi et
partiellement condensé pour former une fraction 42 de courant d'alimentation
refroidi.
La température de la fraction 42 est inférieure à -10 C et est notamment
égale à ¨ 26 C. Puis, la fraction refroidie 42 est introduite dans le premier
ballon
séparateur 22.
La teneur en liquide de la fraction refroidie 42 est inférieure à 50% molaire.
Un courant léger de tête 44 gazeux et un courant lourd de pied 45 liquide
sont extraits du premier ballon séparateur 22. Le courant gazeux 44 est divisé
en
une fraction minoritaire 46 d'alimentation de colonne et en une fraction
majoritaire
48 d'alimentation de turbine. Le rapport du débit molaire de la fraction
majoritaire
48 à la fraction minoritaire 46 est supérieur à 2.
La fraction d'alimentation de colonne 46 est introduite dans le deuxième
échangeur 28 pour y être totalement liquéfiée et sous-refroidie. Elle forme
une
fraction d'alimentation de colonne refroidie 49. Cette fraction 49 est
détendue dans
une première vanne de détente statique 50 pour former une fraction détendue 52
introduite en reflux dans la première colonne de distillation 30.
La température de la fraction détendue 52 obtenue après passage dans la
vanne 50 est inférieure à -70 C et est notamment égale à -109 C.
La pression de la fraction détendue 52 est en outre sensiblement égale à la
pression d'opération de la colonne 30 qui est inférieure à 40 bars et
notamment
comprise entre 10 bars et 30 bars, avantageusement égale à 20 bars.
La fraction 52 est introduite dans une partie haute de la colonne 30 à un
niveau Ni, situé par exemple au cinquième étage en partant du haut de la
colonne
30.
La fraction d'alimentation de turbine 48 est introduite dans la première
turbine de détente dynamique 26. Elle subit une expansion dynamique jusqu'à
une
pression proche de la pression d'opération de la colonne 30 pour former une
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fraction d'alimentation détendue 54 qui présente une température inférieure à
-50 C.
Selon l'invention, la fraction détendue 54 est envoyée dans le deuxième
échangeur thermique 28 pour y être refroidie et former un courant de reflux
refroidi
additionnel 56.
L'expansion de la fraction d'alimentation 48 dans la première turbine 26
permet de récupérer 4584 kW d'énergie qui refroidissent la fraction 48.
Selon l'invention, le courant 54, qui est un effluent issu d'une turbine 26 de
détente dynamique est refroidi et est au moins partiellement liquéfié pour
constituer un premier courant de reflux refroidi 56.
La température du courant de reflux refroidi 56 est inférieure à -60 C.
La teneur en liquide du courant de reflux refroidi 56 est supérieure à 5%
molaire.
Le courant de reflux refroidi 56 est introduit dans une partie moyenne de la
colonne 30 située sous la partie supérieure, à un niveau N2 correspondant au
dixième étage en partant du haut de la colonne 30.
Le courant liquide 45 récupéré au fond du premier ballon séparateur 22 est
détendu dans une deuxième vanne de détente statique 58, puis est réchauffé
dans le premier échangeur thermique 20 et est partiellement vaporisé pour
former
un courant lourd détendu 60.
La pression du courant lourd détendu 60 est inférieure à 50 bars et est
notamment sensiblement égale à 20,7 bars. La température du courant lourd
détendu 60 est supérieure à -50 C et est notamment sensiblement égale à -20
C.
Le courant lourd détendu 60 est ensuite introduit dans le deuxième ballon
séparateur 24 pour y être séparé en une fraction gazeuse de tête 62 et en une
fraction liquide de pied 64.
La fraction liquide de pied 64 est alors détendue sensiblement à la pression
d'opération de la colonne 30 à travers une troisième vanne de détente statique
66.
La fraction liquide détendue 68 issue de la troisième vanne 66 est introduite
en reflux dans une partie moyenne de la première colonne 30, à un niveau N3
situé sous le niveau N2, avantageusement au quatorzième étage en partant du
haut de la première colonne 30.
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La fraction gazeuse de tête 62 est introduite dans le deuxième échangeur
thermique 28 pour y être refroidie et totalement liquéfiée. Elle est ensuite
détendue dans une quatrième vanne de détente statique 70 et forme une fraction
détendue 72. La température de la fraction détendue 72 est inférieure à -70 C
et
est notamment égale à -106.9 C. Sa pression est sensiblement égale à la
pression de la colonne 30.
La fraction détendue 72 est introduite en reflux dans une partie haute de la
colonne 30 située à un niveau N5 placé entre le niveau Ni et le niveau N2,
avantageusement au cinquième étage en partant du haut de la colonne 30. La
température de la fraction liquide détendue 68 est inférieure à 0 C et est
notamment égale à -20.4 C.
Un premier courant de rebouillage 74 est prélevé au voisinage du fond de la
colonne 30 à une température supérieure à -3 C et notamment sensiblement
égale à 12,08 C, à un niveau N6 situé avantageusement au vingt-et-unième étage
en partant du haut de la colonne 30.
Le premier courant 74 est amené jusqu'au premier échangeur thermique 20
où il est réchauffé jusqu'à une température supérieure à 3 C et notamment
égale
à 18,88 C avant d'être renvoyé à un niveau N7 correspondant au vingt-deuxième
étage en partant du haut de la colonne 30.
Un deuxième courant de rebouillage 76 est prélevé à un niveau N8 situé
au-dessus du niveau N6 et en dessous du niveau N3, avantageusement au dix-
huitième étage en partant du haut de la colonne. Le deuxième courant de
rebouillage 76 est introduit dans le premier échangeur thermique 20 pour y
être
réchauffé jusqu'à une température supérieure à -8 C et notamment égale à
7,23 C. Il est ensuite renvoyé dans la colonne 30 à un niveau N9 situé sous le
niveau N8 et au-dessus du niveau N6, avantageusement au dix-neuvième étage
en partant du haut de la colonne 30.
Un troisième courant de rebouillage 78 est prélevé à un niveau N10 situé
sous le niveau N3 et au-dessus du niveau N8, avantageusement au quinzième
étage en partant du haut de la colonne 30. Le troisième courant de rebouillage
78
est ensuite amené jusqu'au premier échangeur thermique 20 où il est réchauffé
jusqu'à une température supérieure à -30 C et notamment égale à -15.6 C avant
d'être renvoyé à un niveau N11 de la colonne 30 situé sous le niveau N10 et
situé
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au-dessus du niveau N8, avantageusement au seizième étage en partant du haut
de la colonne 30.
Selon l'invention, un quatrième courant de rebouillage 80 est prélevé dans
une partie moyenne de la colonne 30 à un niveau N12 situé sous le niveau N2 et
au-dessus du niveau N3, et avantageusement au douzième étage en partant du
haut de la colonne 30.
Ce quatrième courant de rebouillage 80 est amené jusqu'au deuxième
échangeur thermique 28 où il est réchauffé par échange thermique avec
l'effluent
54 de la turbine 26 jusqu'à une température supérieure à -50 C. Il échange
ainsi
une puissance thermique qui permet de fournir une partie des frigories
nécessaires à la formation du courant de reflux refroidi 56. Le quatrième
courant
80 est ensuite réintroduit dans la colonne 30 à un niveau N13 situé sous le
niveau
N12 et au-dessus du niveau N3, avantageusement au treizième étage, en partant
du haut de la colonne 30.
Ainsi, les courants 52, 72 et 96 sont introduits dans la partie haute de la
colonne 30 qui s'étend à partir d'une hauteur supérieure à 35% de la hauteur
de la
colonne 30, alors que les courants 56 et 68 sont introduits dans une partie
moyenne qui s'étend sous la partie haute.
La colonne 30 produit en pied un courant liquide 82 de fond de colonne. Le
courant 82 de fond de colonne présente une température supérieure à 4 C et
notamment égale à 18.9 C.
Ainsi, le courant de fond 82 contient en mole 1,45% de dioxyde de carbone,
0% d'azote, 0,46% de méthane, 45,83% d'éthane, 26,80% de propane, 5,18% de
i-butane, 10,96% de n-butane, 3,26% de i-pentane, 6,07% de n-pentane.
Plus généralement, le courant 82 a un rapport C1/C2 inférieur à 3%
molaire, par exemple égal à 1%.
Il contient plus de 95%, avantageusement plus de 99% en moles de
l'éthane contenu dans le courant d'alimentation 16 et il contient sensiblement
100% en moles des hydrocarbures en C3+ contenus dans le courant d'alimentation
16.
Le courant de fond de colonne 82 est pompé dans la pompe 40 pour former
la coupe 14 riche en hydrocarbures en C2+.
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Il peut être avantageusement réchauffé par mise en relation d'échange
thermique avec au moins une fraction du courant d'alimentation 16 jusqu'à une
température inférieure à sa température de bulle, pour le maintenir sous forme
liquide.
La colonne 30 produit en tête un courant gazeux 84 de tête de colonne
riche en méthane. Le courant 84 présente une température inférieure à -70 C
et
notamment sensiblement égale à -108,9 C. Il présente une pression sensiblement
égale à la pression de la colonne 30, par exemple égale à 19,0 bars.
Le courant de tête 84 est successivement introduit dans le deuxième
échangeur thermique 28, puis dans le premier échangeur thermique 20 pour y
être
réchauffé et former un courant 86 de tête riche en méthane réchauffé. Le
courant
86 présente une température supérieure à -10 C et notamment égale à 27,5 C.
Puis, le courant 86 est introduit successivement dans le premier
compresseur 32 entraîné par la turbine principale 26 pour y être comprimé à
une
pression sensiblement égale à 40 bars, avant d'être introduit dans le premier
réfrigérant à air 34 pour y être refroidi à une température inférieure à 60
C,
notamment à égale à 40 C.
Le courant 88 partiellement comprimé ainsi obtenu est introduit dans le
deuxième compresseur 36 puis dans le deuxième réfrigérant 38 pour former un
courant de tête 90 comprimé. Le courant 90 présente ainsi une pression
supérieure à 35 bars et notamment sensiblement égale à 63,1 bars.
Le courant de tête de colonne refroidi 90 forme essentiellement le courant
riche en méthane 12 produit par le procédé selon l'invention.
Sa composition est avantageusement de 97,19% molaire de méthane,
2,39% molaire d'azote et 0,06% molaire d'éthane. Il comprend plus de 99% du
méthane contenu dans le courant d'alimentation 16 et moins de 5% des
hydrocarbures en C2+ contenus dans le courant d'alimentation 16.
Comme illustré par la Figure 1, un courant de soutirage 92 est prélevé dans
le courant de tête comprimé 90. Le courant 92 présente un débit molaire non
nul
compris entre 0 % et 35 % du débit molaire du courant de tête comprimé 90 en
amont du prélèvement, le reste du courant de tête comprimé 90 formant le
courant
12.
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Le courant de soutirage 92 est refroidi successivement dans le premier
échangeur 20, puis dans le deuxième échangeur 28, avant d'être détendu dans
une cinquième vanne de détente statique 94.
Le courant 96, qui avant détente dans la vanne 94 est essentiellement
liquéfié, possède après détente une fraction liquide supérieure à 0,8. Le
courant
de soutirage détendu 96 issu de la cinquième vanne 94 est ensuite introduit en
reflux au voisinage de la tête de la colonne 30 à un niveau N14 situé au-
dessus du
niveau Ni et correspondant avantageusement au premier étage de la colonne 30.
La température du courant de soutirage détendu 96 avant son introduction
dans la colonne 30 est inférieure à -70 C et est avantageusement égale à
-111.4 C.
Des exemples de température, de pression, et de débit molaire des
différents courants sont donnés dans le Tableau 1 ci-dessous.
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TABLEAU 1
Courant Température Pression Débit
( C) (bars) (kgmol/h)
12 40,0 63,1 12950
14 19,4 24,2 2050
16 30,0 62,0 15000
42 -26,0 61,0 15000
44 -26,0 61,0 13472
45 -26,0 61,0 1528
46 -26,0 61,0 1350
48 -26,0 61,0 12122
49 -106,9 60,0 1350
52 -109,0 19,2 1350
54 -74,2 19,2 12122
56 -84,0 19,1 12122
60 -20,0 20,2 1528
62 -20,0 20,2 685
64 -20,0 20,2 843
68 -20,4 19,2 843
72 -106,9 19,2 685
82 18,9 19,2 2050
84 -108,9 19,0 15080
86 27,5 18,0 15080
88 40,0 25,1 15080
90 40,0 63,1 15080
92 40,0 63,1 2130
96 -111,4 19,2 2130
Par rapport à une installation de l'état de la technique, telle que décrite
par
exemple dans le brevet américain US 6,578,379, la consommation énergétique du
procédé, constituée par l'énergie d'entraînement du deuxième compresseur 36
est
de 13630 kW contre 14494 kW avec un procédé selon US 6,578,379, dans lequel
le même débit de charge à traiter est utilisé.
Par rapport à l'état de la technique, le procédé selon l'invention permet
donc d'obtenir une réduction significative de la puissance consommée, tout en
conservant une forte sélectivité pour l'extraction d'éthane.
Une deuxième installation 110 selon l'invention est représentée sur la
Figure 2. Cette installation 110 est destinée à la mise en oeuvre d'un
deuxième
procédé selon l'invention.
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A la différence de la première installation 10, la deuxième installation 110
comprend une deuxième turbine de détente dynamique 112 couplée à un
troisième compresseur 114.
A la différence du premier procédé selon l'invention, le courant
d'alimentation 16 est divisé en une première fraction 115 de courant
d'alimentation
et en une deuxième fraction 116 de courant d'alimentation.
Le rapport du débit molaire de la première fraction 115 à la deuxième
fraction 116 est par exemple supérieur à 2 et est notamment compris entre 2 et
15.
La première fraction 115 est dirigée vers le premier échangeur thermique
20 pour former la fraction refroidie 42.
La deuxième fraction 116 est dirigée vers la deuxième turbine de détente
dynamique 112 pour y être détendue dynamiquement jusqu'à une pression
inférieure à 40 bars, avantageusement sensiblement égale à la pression de la
colonne 30.
La deuxième fraction d'alimentation détendue 118 récupérée à la sortie de
la deuxième turbine de détente 112 présente ainsi une température inférieure à
0 C et notamment égale à -24 C. L'expansion thermique dans la turbine 112
permet de récupérer 1364 kW pour refroidir le flux.
La fraction 118 est ensuite introduite dans le deuxième échangeur
thermique 28 pour y être refroidie et au moins partiellement liquéfiée. La
fraction
refroidie 120 issue du deuxième échangeur 28 forme un deuxième courant de
reflux refroidi qui est introduit dans la colonne 30 à un niveau supérieur N15
situé
entre le niveau N2 et le niveau N5, avantageusement au sixième étage en
partant
du haut de la colonne 30.
La température du deuxième courant de reflux refroidi 120 est par exemple
inférieure à -70 C et est notamment égale à -104.8 C.
Selon l'invention, le deuxième courant de reflux refroidi 120 est formé à
partir d'un effluent 118 d'une turbine de détente dynamique 112, cet effluent
118
étant refroidi dans le deuxième échangeur thermique 28 avant d'être introduit
dans
la colonne 30.
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Dans une variante représentée en pointillés sur la Figure 2, la deuxième
fraction 116 est prélevée dans l'échangeur 20 pour y être refroidie
partiellement et
partiellement liquéfiée.
La deuxième fraction 116 est alors introduite dans un ballon séparateur
amont 122. La deuxième fraction 116 est séparée dans le ballon 122 en une
deuxième fraction liquide de pied 124 et en une deuxième fraction gazeuse de
tête
126.
La deuxième fraction de pied 124 est détendue dans une sixième vanne de
détente statique 128 jusqu'à une pression inférieure à 40 bars et sensiblement
égale à la pression de la colonne 30. Elle forme ainsi une deuxième fraction
liquide détendue 130 qui est introduite à un niveau N16 de la colonne 30 situé
entre le niveau N11 et le niveau N8, avantageusement au quinzième étage en
partant du haut de la colonne 30.
La deuxième fraction de tête 126 est introduite dans la deuxième turbine de
détente dynamique 112 pour former la deuxième fraction d'alimentation détendue
118.
Le rapport du débit molaire de la deuxième fraction de pied 124 à la
deuxième fraction de tête 126 est inférieur à 0,2.
En outre, le courant de tête réchauffé 86 est séparé, à la sortie du premier
échangeur thermique 20 en une première fraction 121A de courant de tête
réchauffé envoyée au premier compresseur 32 et en une deuxième fraction 121B
de courant de tête réchauffé envoyée au troisième compresseur 114. La fraction
121B est comprimée dans le troisième compresseur 114 jusqu'à une pression
supérieure à 15 bars.
La fraction comprimée 1210 obtenue à la sortie du troisième compresseur
114 est mélangée à la fraction comprimée 121D obtenue à la sortie du premier
compresseur 32, avant leur introduction dans le premier réfrigérant 34.
Cette disposition en parallèle des compresseurs 32, 114 permet de pallier
la panne de l'un ou de l'autre des compresseurs, sans avoir à stopper
totalement
l'installation.
Des exemples de température, de pression et de débit molaire des
différents courants sont donnés dans le Tableau 2 ci-dessous.
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TABLEAU 2
Courant Température Pression Débit
( C) (bars) (kgmol/h)
12 -108,7 61,6 1588
14 15,3 22,9 2055
16 30,0 62,0 15000
42 -32,0 61,0 12500
44 -32,0 61,0 10936
45 -32,0 61,0 1564
46 -32,0 61,0 645
48 -32,0 61,0 10291
49 -108,7 60,0 645
52 -111,2 17,9 645
54 -81,4 18,4 10291
56 -85,0 17,9 10291
60 -35,0 36,5 1564
62 -35,0 36,5 448
64 -35,0 36,5 1116
68 -44,8 17,9 1116
72 -109,5 17,9 448
82 14,9 17,9 2055
84 -110,7 17,7 14534
86 25,1 16,7 14534
88 40,0 24,7 14534
90 40,0 63,1 14534
92 40,0 63,1 1588
96 -113,3 17,9 1588
115 30,0 62,0 12500
116 30,0 62,0 2500
118 -24,0 18,9 2500
120 -104,8 17,9 2500
121C 61,6 25,2 3829
121D 61,6 25,2 10704
La consommation globale du procédé, est encore réduite par rapport au
premier procédé selon l'invention, pour valoir environ 13392 kW.
Dans une variante non représentée, le deuxième compresseur 36
comprend deux étages de compression séparés par un aéro-réfrigérant.
L'arrangement ainsi obtenu permet une économie supplémentaire de puissance
de 884 kW.
La puissance consommée par le compresseur 36 en fonction du débit de la
deuxième fraction de courant d'alimentation 116 est donnée dans le tableau 3
ci-
dessous.
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21
TABLEAU 3
Puissance du
Récupération Débit vers la Puissance de Puissance de la
d'Ethane turbine 112 la turbine 26 turbine 112
compresseur
36
% mole kmolth kW kW kW
99,20 1000 4111 546 13842
99,19 1500 3997 819 13567
99,20 2000 3904 1091 13446
99,18 2500 3812 1364 13392
99,19 3000 3721 1637 13425
99,20 3500 3631 1910 13534
D'après ce tableau, il est possible d'obtenir un gain de puissance d'au
moins 7,6% par rapport au procédé décrit dans l'état de la technique.
En outre, pour un rapport de débit compris entre 4 et 6,5 , entre le débit de
la première fraction de courant d'alimentation 115 et de la deuxième fraction
de
courant d'alimentation 116, un minimum de puissance consommée est observé.
Une troisième installation selon l'invention 140 est représentée sur la Figure
3. Cette troisième installation est destinée à la mise en oeuvre d'un
troisième
procédé selon l'invention.
A la différence de la deuxième installation 110, le courant 54 issu de la
première turbine de détente 26 est envoyé directement en reflux dans la
colonne
30, au niveau N2, sans être refroidi, notamment dans le deuxième échangeur
thermique 28.
Des exemples de température, de pression et de débit molaire des
différents courants sont donnés dans le Tableau 4 ci-dessous.
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WO 2011/004123 PCT/FR2010/051437
22
TABLEAU 4
Courant Température Pression Débit
( C) (bars) (kgmol/h)
12 40,0 63,1 12951
14 16,7 23,2 2049
16 30,0 62,0 15000
42 -34,0 61,0 12000
44 -34,0 61,0 10392
45 -34,0 61,0 1608
46 -34,0 61,0 315
48 -34,0 61,0 10077
49 -108,3 60,0 315
52 -110,8 18,2 315
54 -83,7 18,2 10077
60 -35,0 36,0 1608
62 -35,0 36,0 503
64 -35,0 36,0 1104
68 -44,5 18,2 1104
72 -108,9 18,2 503
82 16,2 18,2 2049
84 -110,3 18,0 14821
86 23,6 17,0 14821
88 40,0 25,3 14821
90 40,0 63,1 14821
92 40,0 63,1 1870
96 -112,8 18,2 1870
115 30,0 62,0 12000
116 30,0 62,0 3000
118 -23,5 19,2 3000
120 -104,2 18,2 3000
121C 60,4 25,8 4514
121D 60,4 25,8 10307
Une quatrième installation 150 selon l'invention est représentée sur la
Figure 4. Cette quatrième installation 150 est destinée à la mise en oeuvre
d'un
quatrième procédé selon l'invention.
Le quatrième procédé s'applique avantageusement à un courant
d'alimentation 16 présentant des hydrocarbures lourds qui ont tendance à figer
à
basse température. Ces hydrocarbures lourds sont par exemple en C6+. Ainsi, la
concentration en hydrocarbures en C6+ est supérieure à 0,3% molaire dans le
courant d'alimentation 16.
Un exemple de courant d'alimentation 16 pour la mise en oeuvre du
quatrième procédé selon l'invention comprend en mole 2,06% d'azote, 83,97% de
méthane, 6,31% d'éthane, 3,66% de propane, 0,7% d'isobutane, 1,5% de n-
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23
butane, 0,45% d'isopentane, 0,51% de n-pentane, 0,19% de n-hexane, 0,10% de
n-heptane, 0,03% de n-octane, et 0,51`)/0 de dioxyde de carbone.
A la différence de la troisième installation 140, la quatrième installation
150
selon l'invention comprend un ballon séparateur aval 152 placé à la sortie de
la
deuxième turbine de détente 112.
Ainsi, le quatrième procédé selon l'invention diffère du troisième procédé
selon l'invention en ce que la deuxième fraction d'alimentation refroidie 118
et
partiellement liquéfiée est introduite dans le ballon aval 152.
Cette fraction 118 est séparée dans le ballon aval 152 en un troisième
courant de pied liquide 154 et en un troisième courant de tête gazeux 156.
Le troisième courant de pied liquide 154 est introduit dans une sixième
vanne de détente statique 128 pour y être détendue et former un troisième
courant
de pied détendu 158.
Le troisième courant de pied détendu 158 présente une température
supérieure à 0 C et notamment égale à ¨ 23,3 C. Il présente une pression
sensiblement égale à la pression de la colonne 30.
Le troisième courant de pied détendu 158 est introduit dans la colonne 30 à
un niveau N16 situé entre le niveau N11 et le niveau N8, sensiblement au
treizième étage en partant du haut de la colonne 30.
Le troisième courant de tête 156, qui forme une partie de l'effluent 118 issu
de la deuxième turbine de détente dynamique 112 est introduit dans le deuxième
échangeur 28 pour y être refroidi et partiellement liquéfié, avant de former
un
troisième courant de reflux refroidi 160.
La température du troisième courant de reflux refroidi 160 est inférieure à
-70 C. Ce courant de reflux refroidi 160 est introduit dans la colonne 30 au
niveau
N15.
La mise en oeuvre du quatrième procédé selon l'invention est par ailleurs
analogue à celle du troisième procédé selon l'invention.
Des exemples de température, de pression, et de débit molaire des
différents courants sont donnés dans le Tableau 5 ci-dessous.
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24
TABLEAU 5
Courant Température Pression Débit
( C) (bars) (kgmol/h)
12 40,0 63,1 12948
14 16,3 23,2 2052
16 30,0 62,0 15000
42 -34,2 61,0 12000
44 -34,2 61,0 10397
45 -34,2 61,0 1603
46 -34,2 61,0 662
48 -34,2 61,0 9735
49 -108,3 60,0 662
52 -110,8 18,2 662
54 -84,0 18,2 9735
60 -35,0 36,0 1603
62 -35,0 36,0 495
64 -35,0 36,0 1108
68 -44,2 18,2 1108
72 -108,9 18,2 495
82 15,9 18,2 2052
84 -110,3 18,0 14597
86 25,1 17,0 14597
88 40,0 25,1 14597
90 40,0 63,1 14597
92 40,0 63,1 1649
96 -112,8 18,2 1649
115 30 62,0 12000
116 30,0 62,0 3000
118 -23,0 19,2 3000
154 -23,0 19,2 109
156 -23,0 19,2 2891
158 -23,3 18,2 109
160 -104,5 18,2 2891
121C 61,6 25,6 4577
121D 61,6 25,6 10019
La diminution de la puissance consommée par le deuxième compresseur
36 en fonction du débit introduit dans la deuxième turbine de détente
dynamique
112 est donnée dans le tableau 6 ci-dessous.
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TABLEAU 6
Récupération Débit vers la Puissance de Puissance de Puissance du
d'Ethane turbine 112 la turbine 26 la turbine 112 compresseur 36
% mole kmolth kW kW kW
99,19 1000 3994 539 13772
99,18 1500 3851 809 13518
99,18 2000 3745 1078 13444
99,20 2500 3641 1348 13288
99,18 3000 3558 1617 13170
99,18 3500 3483 1887 13216
Le quatrième procédé selon l'invention permet avantageusement de traiter
des charges comprenant des composés se solidifiant à très basse température,
tout en conservant un excellent rendement d'extraction et une consommation
énergétique très basse.
Une cinquième installation selon l'invention 170 est représentée sur la
Figure 5. Cette cinquième installation 170 est destinée à la mise en oeuvre
d'un
cinquième procédé selon l'invention.
La cinquième installation 170 diffère de la première installation 10 en ce
qu'elle comprend une vanne 172 de dérivation d'une partie du courant de
soutirage 92 pour dériver cette partie en amont de la première turbine de
détente
dynamique 26.
Dans l'exemple représenté sur la Figure 5, le deuxième compresseur 36
comprend en outre deux étages de compression 36A, 36B séparés par un aéro-
réfrigérant 38A.
La mise en oeuvre du cinquième procédé selon l'invention diffère de la mise
en oeuvre du premier procédé en ce qu'un courant de refroidissement d'appoint
174 est prélevé dans le courant de soutirage 25 obtenu après son passage dans
le premier échangeur thermique 20. Le rapport du débit molaire du courant 174
au
débit molaire du courant de soutirage 25 avant prélèvement, est compris entre
5 et
50%.
Le cinquième procédé a un courant d'alimentation 16 dont la teneur en
hydrocarbures en C2+ est avantageusement supérieure à 15 %.
Un exemple de composition du courant 16 pour la mise en oeuvre du
cinquième procédé selon l'invention comprend en mole 0,35% d'azote, 80,03%
de méthane, 11,33% d'éthane, 3,60% de propane, 1,64% d'isobutane, 2,00% de
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26
n-butane, 0,24% d'isopentane, 0,19% de n-pentane, 0,19% de n-hexane, 0,10%
de n-heptane, 0,03% de n-octane, et 0,30% de dioxyde de carbone.
La température de la coupe C2+ de fond de la colonne de distillation 30
étant sensiblement égale à -0.5 C, elle est avantageusement réchauffée.
Le courant de refroidissement d'appoint 174 est prélevé en aval du premier
échangeur 20 et en amont du deuxième échangeur 28.
Le courant 174 est introduit dans la vanne de détente 172 pour y être
détendu jusqu'à une pression équivalente à celle du gaz d'alimentation et
former
un courant de refroidissement d'appoint détendu 176. Le courant 176 est
réintroduit dans la fraction d'alimentation de turbine 48, en amont de la
première
turbine de détente dynamique 26, et en aval du point de séparation entre la
fraction d'alimentation de colonne 46 et la fraction d'alimentation de turbine
48.
La combinaison 178 des courants 48 et 176 permet de récupérer 5500 kW
d'énergie pour refroidir l'effluent 54.
En outre, le courant 88 partiellement comprimé est introduit dans le premier
étage de compression 36A pour y être comprimé puis dans l'aéro-réfrigérant
38A,
avant d'entrer dans le deuxième étage de compression 36B.
Ceci permet d'obtenir un gain notable en terme de puissance consommée.
Des exemples de température, de pression, et de débit molaire des
différents courants sont donnés dans le Tableau 7 ci-dessous.
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TABLEAU 7
Courant Température Pression Débit
( C) (bars) (kgmol/h)
12 40,0 63,1 12078
14 1,0 31,9 2922
16 40,0 62,0 15000
42 -24,0 61,0 15000
44 -24,0 61,0 12635
45 -24,0 61,0 2365
46 -24,0 61,0 2100
48 -24,0 61,0 10535
49 -112,3 60,0 2100
52 -112,0 15,0 2100
54 -82,4 15,0 12535
56 -93,3 15,0 12535
60 -38,0 39,7 2365
62 -38,0 39,7 423
64 -38,0 39,7 1942
68 -54,1 15,0 1942
72 -112,4 15,0 423
82 -0,5 15,0 2922
84 -114,4 14,8 15648
86 37,3 13,8 15468
88 40,0 19,9 15468
90 40,0 63,1 15468
92 40,0 63,1 3390
96 -115,6 15,0 1390
174 -45,0 62,6 2000
176 -46,1 61,0 2000
178 -27,4 61,0 12535
La diminution de la puissance du deuxième compresseur 36 en fonction du
débit recyclé vers la première turbine de détente dynamique 26 est illustrée
par le
Tableau 8 ci-dessous.
TABLEAU 8
Puissance du
Récupération Débit vers la Puissance de Température
compresseur
d'Ethane turbine 26 la turbine 26 du courant 56
36
A mole kmol/h kW C kW
99,18 0 5383 -85,7 17506
99,19 200 5419 -85,7 17159
99,18 500 5444 -86,7 16967
99,20 800 5459 -88,2 16847
99,19 1100 5475 -89,7 16758
99,18 1700 5493 -92,1 16658
99,17 2000 5499 -93,2 16650
99,19 2100 5498 -93,6 16665
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Une diminution de 4,9% de la puissance du deuxième compresseur 36 est
observée par rapport au premier procédé selon l'invention, qui lui-même
représente un gain de 5,2% par rapport à l'état de la technique mis en oeuvre
sur
ce gaz lourd.
Une sixième installation selon l'invention est représentée sur la Figure 6.
Cette sixième installation 180 diffère de la cinquième installation 150 par la
présence d'une turbine de détente dynamique aval 182 accouplée à un
compresseur aval 184.
A la différence du cinquième procédé selon l'invention, un courant de
détente auxiliaire 186 est prélevé dans le courant de tête comprimé 90 issu de
l'aéro-réfrigérant 38 en parallèle du courant de soutirage 92.
Le courant de détente auxiliaire 186 est convoyé jusqu'à la turbine de
détente dynamique aval 182 pour y être détendu à une pression inférieure à 40
bars et sensiblement égale à 15,3 bars.
Le courant de détente auxiliaire détendu 188 issu de la turbine 182 est
ensuite réintroduit dans le courant de tête 190, en amont du premier échangeur
thermique 20 et en aval du deuxième échangeur thermique 28.
Par ailleurs, comme dans le quatrième procédé selon l'invention, le courant
86 issu du premier échangeur thermique 20 est séparé en une première fraction
de recompression 121A qui est envoyée vers le premier compresseur 32 et en
une deuxième fraction de compression 121 B qui est envoyée vers le compresseur
aval 184.
Le rapport du débit molaire du courant de détente auxiliaire 186 au courant
de tête comprimé 90 issu du réfrigérant 38 est inférieur à 30% et est
sensiblement
compris entre 10 et 30 %.
Des exemples de température, de pression et de débit molaire des
différents courants sont donnés dans le Tableau 9 ci-dessous.
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TABLEAU 9
Courant Température Pression Débit
( C) (bars) (kgmol/h)
12 40,0 63,1 12076
14 3,8 31,9 2924
16 40,0 62,0 15000
42 -31,0 61,0 15000
44 -31,0 61,0 11946
45 -31,0 61,0 3054
46 -31,0 61,0 1905
48 -31,0 61,0 10041
49 -110,9 60,0 1905
52 -110,7 16,0 1905
54 -82,4 16,0 10091
56 -89,9 15,9 10091
60 -38,0 39,7 3054
62 -38,0 39,7 795
64 -38,0 39,7 2259
68 -53,7 16,0 2259
72 -110,5 16,0 795
82 2,4 16,0 2924
84 -112,9 15,8 13126
86 33,5 14,8 16126
88 40 22,1 16126
90 40,0 63,1 16126
92 40,0 63,1 1050
96 -114,0 16,0 1000
174 -45,0 62,6 50
176 -46,1 61,0 50
178 -31,1 61,0 10091
186 40,0 63,1 3000
188 -43,4 15,3 3000
190 -43,4 15,3 16126
121C 71,5 22,6 5328
121D 71,5 22,6 10798
La diminution de la puissance du compresseur 36 en fonction du débit
envoyé à la première turbine 32 et du débit envoyé à la turbine aval 182 est
décrite dans le Tableau 10 ci-dessous.
La consommation globale du procédé est encore réduite par rapport au
cinquième procédé selon l'invention, pour valoir 15716 kW, alors que cette
consommation était de 16650 kW pour le cinquième procédé selon l'invention.
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TABLEAU 10
Débit Puissance Débit à la
PuissancePuissance du
Pression de
recyclé à la de la turbine de la
compresseur
la colonne 30
turbine 26 turbine 26 auxiliaire 182 turbine 182 36
kmolth kW kmolth kW bar kW
2000 5499 0 0 15 16650
1200 4733 1500 1031 15.4 16221
50 4085 3000 2015 16 15716
La récupération d'éthane est sensiblement égale à 99,18% dans les trois
cas.
Dans une variante, l'installation 180 comprend une deuxième vanne de
dérivation 192 propre à envoyer une partie du flux 54 vers la colonne 30 sans
être
refroidie, notamment dans le deuxième échangeur thermique 28.
Une fraction du courant 54 peut donc être prélevée et passer dans la vanne
192 avant d'être réintroduite dans la fraction 56.
Une septième installation 200 selon l'invention est représentée sur la Figure
7. A la différence de la cinquième installation 170 représentée sur la Figure
5, la
septième installation comprend, comme dans la quatrième installation 150, un
ballon séparateur aval 152 qui reçoit la deuxième fraction d'alimentation
détendue
118 après son passage dans la deuxième turbine de détente 112.
Comme dans la quatrième installation 150, le troisième courant de tête 156
passe dans le deuxième échangeur 28 pour y être refroidi et partiellement
liquéfié
et former un courant de reflux refroidi 160.
Le courant de pied 154 issu du ballon aval 152 est détendu dans la sixième
vanne de détente statique 128 pour former un courant détendu 158 qui est
introduit dans une partie basse de la colonne 30.
Comme dans la sixième installation 180, l'installation comprend une
dérivation munie d'une vanne 192 qui permet de faire passer une partie de
l'effluent 54 issu de la première turbine 26 directement dans la colonne 30
sans
passer par le deuxième échangeur 28.
Le septième procédé est par ailleurs mis en oeuvre de manière analogue à
celui du cinquième procédé selon l'invention.
Des exemples de température, de pression, et de débit molaire sont
donnés dans le Tableau 11 ci-dessous.
CA 02767502 2012-01-06
WO 2011/004123 PCT/FR2010/051437
31
TABLEAU 11
Courant Température Pression Débit
b ( C) (bars) (kgmol/h)
12 40,0 63,1 12075
14 -2,2 32,0 2925
16 40,0 62,0 15000
25 -42,0 62,6 2710
42 -31,7 61,0 12000
44 -31,7 61,0 9498
45 -31,7 61,0 2502
46 -31,7 61,0 257
48 -31,7 61,0 9241
49 -114,0 60,0 257
52 -114,2 14,0 257
54 -89,4 14,0 10441
56 -89,4 14,0 10441
60 -36,0 36,0 2502
62 -36,0 36,0 828
64 -36,0 36,0 1674
68 -50,9 14,0 1674
72 -113,6 14,0 828
82 -3,7 14,0 2925
84 -116,0 13,8 14785
86 30,9 12,8 14785
88 40,0 20,5 14785
90 40,0 63,1 14785
92 40,0 63,1 2710
96 -117,3 14,0 1510
115 40,0 62,0 12000
116 40,0 62,0 3000
118 -25,3 14,5 3000
154 -25,3 14,5 118
156 -25,3 14,5 2882
158 -25,5 14,0 118
160 -108,8 14,0 2882
174 -42,0 62,6 1200
176 -43,0 61,0 1200
178 -33,0 61,0 10441
121C 75,3 21 4566
121D 75,3 21 10220
La diminution de la puissance du deuxième compresseur 36 en fonction de
l'augmentation du débit recyclé vers la première turbine de détente 26, en
fixant le
débit recyclé vers la deuxième turbine de détente 112 est illustré par le
Tableau 12
ci-dessous.
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TABLEAU 12
Récupération Débit recyclé à Puissance de Puissance du Débita la
turbine
d'Ethane la turbine 26 la turbine 26 compresseur 36
auxiliaire 112
% mole kmolth kW kW kmolth
99.20 700 4491 15763 3000
99.19 1000 4531 15530 3000
99.20 1200 4543 15507 3000
99.19 1500 4578 15596 3000
On peut constater une diminution de 6.9% de la puissance fournie au
deuxième compresseur 36 par rapport à l'installation représentée sur la Figure
5.
Une huitième installation 210 selon l'invention selon l'invention est
représentée sur la Figure 8. Cette huitième installation 210 est destinée à la
mise
en oeuvre d'un huitième procédé selon l'invention.
La huitième installation 210 est destinée avantageusement à une
augmentation de capacité d'une installation du type décrit dans le brevet US
6,578,379 et comprenant le premier échangeur thermique 20, le premier ballon
séparateur 22, le deuxième ballon séparateur 24, la colonne de distillation
30, le
premier compresseur 32 accouplé à la première turbine de détente 26 et le
deuxième compresseur 36.
Comme dans l'installation représentée sur la Figure 4, la huitième
installation 210 comprend en outre une deuxième turbine de détente dynamique
112 et un troisième compresseur 114, un ballon aval 152 pour recueillir
l'effluent
de la deuxième turbine de détente dynamique 112. L'installation 210 comprend
de
plus un échangeur thermique amont 212, un échangeur thermique aval 214, une
colonne auxiliaire de distillation 216 munie d'une pompe auxiliaire de fond
218.
La huitième installation 210 comprend également un quatrième
compresseur 220 interposé entre deux aéro-réfrigérants 222A, 222B.
Le huitième procédé selon l'invention diffère du quatrième procédé selon
l'invention en ce que le courant d'alimentation 16 est en outre séparé en une
troisième fraction de courant d'alimentation 224 qui est introduite dans
l'échangeur
thermique amont 212, avant de former avec la première fraction 115 issue de
l'échangeur 20 la première fraction 42 refroidie.
Le rapport du débit molaire de la troisième fraction 224 au débit molaire du
courant d'alimentation 16 est supérieur à 5%.
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A la différence du quatrième procédé, le troisième courant de tête 156 issu
du ballon aval 152 est introduit dans l'échangeur thermique aval 214 pour y
être
refroidi à une température inférieure à -70 C et former le troisième courant
de tête
refroidi 160.
Le troisième courant de tête refroidi 160 est introduit dans la colonne
auxiliaire 216 à un étage inférieur El.
La colonne 216 présente un nombre d'étages théoriques inférieur au
nombre d'étages théoriques de la colonne 30. Ce nombre d'étage est
avantageusement compris entre 1 et 7. La colonne auxiliaire 216 opère à une
pression sensiblement égale à celle de la colonne 30.
Le courant de pied détendu 158 obtenu après détente du courant de pied
154 dans la vanne 128 et la fraction liquide de pied 68 obtenue après détente
de
la fraction de pied 64 dans la vanne 66 sont mélangés en amont de la colonne
30
pour être introduits en un même point dans la colonne 30. Les deux courants
mélangés 226 sont introduits dans la colonne 30 à un niveau N3 correspondant
avantageusement au douzième étage depuis le haut de la colonne 30.
La fraction vapeur de tête 62 issue du deuxième ballon séparateur 24 est
introduite, après passage dans la vanne 70, à un étage moyen E2 de la colonne
auxiliaire 216 situé au dessus de l'étage El.
Une première partie 226 de la fraction 52 détendue dans la vanne 50 est
introduite dans la colonne auxiliaire 216 à un étage E3 situé au-dessus du
niveau
E2. Une deuxième partie 228 de la fraction 52 est introduite directement dans
la
colonne 30 au niveau Ni.
La colonne auxiliaire 216 produit un courant auxiliaire de tête 230 riche en
méthane 230 et un courant auxiliaire de pied 232.
Le courant auxiliaire de tête 230 est mélangé au courant de tête 84 riche en
méthane produit par la colonne de distillation 30.
Le courant de pied 232 est pompé par la pompe auxiliaire 218 pour former
un courant de reflux refroidi 234 qui est introduit dans la colonne 30 au
niveau N5.
Le courant 234 constitue donc un courant de reflux refroidi qui est obtenu à
partir d'une partie d'un effluent 118 d'une turbine de détente dynamique 112,
après séparation de cet effluent.
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Le mélange 235 des courants de tête 84 et 230 est séparé en une première
fraction majoritaire 236 de courant de tête et en une deuxième fraction
minoritaire
238 de courant de tête.
Le rapport du débit molaire de la fraction majoritaire 236 à la fraction
minoritaire 238 est supérieur à 1,5.
La fraction majoritaire 236 est introduite successivement dans le deuxième
échangeur thermique 28, puis dans le premier échangeur thermique 20, afin de
former le courant de tête réchauffé 86 introduit dans le premier compresseur
32.
La deuxième fraction 238 de courant de tête est passée dans l'échangeur
thermique aval 214 à contre-courant du troisième courant de tête 156 pour s'y
réchauffer jusqu'à une température supérieure à -50 C et former une deuxième
fraction réchauffée 240.
La deuxième fraction réchauffée 240 est ensuite séparée en un courant de
retour 242, et en un courant de compression 244.
Le courant de retour 242 est réintroduit dans la première fraction 236 de
courant de tête, en aval du deuxième échangeur 28 et en amont du premier
échangeur 20 pour former en partie le courant de tête 86 réchauffé.
Le courant de recompression 244 est ensuite introduit dans l'échangeur
amont 212 pour refroidir la troisième fraction du courant d'alimentation 224.
Le
courant 244 se réchauffe jusqu'à une température supérieure à -10 C pour
former
un courant de recompression réchauffé 246.
Une première partie 248 du courant de recompression 246 est mélangée à
la première fraction du courant de tête 236, en aval du premier échangeur
thermique 20 pour former le courant de tête réchauffé 86.
Une deuxième partie 250 du courant de recompression 246 est introduite
dans le troisième compresseur 114, puis dans l'aéro-réfrigérant 222A, avant
d'être
recomprimée dans le quatrième compresseur 220 et d'être introduite dans l'aéro-
réfrigérant 222B.
La deuxième partie comprimée 252 issue de l'aéro-réfrigérant 222B
présente une température inférieure à 60 C et notamment sensiblement égale à
40 C et une pression supérieure à 35 bars et notamment égale à 63,1 bars.
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Cette première partie comprimée 252 est mélangée avec le courant de tête
comprimé 90 en aval du point de piquage du courant de soutirage 92 pour former
le courant riche en méthane 12.
A la différence du premier procédé, l'échangeur thermique 20 ne reçoit pas
de courant de rebouillage issu de la colonne 30.
Dans une variante représentée partiellement en pointillés sur la Figure 8,
un courant de refroidissement auxiliaire 174 est prélevé dans le courant de
soutirage 92 en amont de l'échangeur 28 comme dans le cinquième procédé
selon l'invention.
La huitième installation 210 et le huitième procédé selon l'invention
permettent donc d'augmenter la capacité d'une installation de l'état de la
technique existante pour augmenter le débit du courant d'alimentation 16, sans
avoir à modifier les équipements existants de l'installation, et notamment en
conservant les échangeurs thermiques 20, 28, la colonne 30, les compresseurs
32, 36 et la turbine 26 identiques et en utilisant les entrées déjà présentes
sur la
colonne 30.
Des exemples de température, de pression, et de débit molaire des
différents courants sont donnés dans le Tableau 13 ci-dessous, pour une charge
comprenant en mole 2,06% d'azote, 83,97% de méthane, 6,31`)/0 d'éthane, 3,66%
de propane, 0,71% d'isobutane, 1,49% de n-butane, 0,44% d'iso-pentane, 0,5%
de n-pentane, 0,19% de n-hexane, 0,10% de n-heptane, 0,03% de n-octane, et
0,5% de dioxyde de carbone.
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TABLEAU 13
Courant Température Pression Débit
( C) (bars) (kgmol/h)
12 40,0 63,1 14880
14 14,0 22,6 2367
16 30,0 62,0 17250
42 -31,0 61,0 13950
44 -31,0 61,0 12280
45 -31,0 61,0 1671
46 -31,0 61,0 1689
48 -31,0 61,0 10590
49 -109,8 60,0 1689
54 -82,0 17,6 10590
60 -36,0 44,0 1671
62 -36,0 44,0 299
64 -36,0 44,0 1372
68 -47,8 17,6 1372
72 -110,8 17,6 299
82 13,6 17,6 2367
84 -111,3 17,4 14498
86 27,6 16,4 14350
88 40,0 22,3 14350
90 40,0 63,1 14350
92 40,0 63,1 2100
96 -113,7 17,6 2100
115 30,0 62,0 12450
116 30,0 62,0 3300
118 -24,2 18,6 3300
154 -24,2 18,6 122
156 -24,2 18,6 3178
158 -24,5 17,6 122
160 -100,7 17,6 3178
224 30,0 62,0 1500
226 -111,6 17,6 1679
228 -111,6 17,6 10
230 -109,6 17,6 2485
232 -106,0 17,7 2672
235 -111,1 17,4 16983
236 -111,1 17,4 11306
238 -111,1 17,4 5677
240 -30,7 16,9 5677
242 -30,7 16,9 2302
244 -30,7 16,9 3375
246 18,7 16,4 3375
248 18,7 16,4 745
250 18,7 16,4 2630
252 40,0 63,1 2630
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Le Tableau 14 ci-dessous illustre l'augmentation progressive du débit du
courant d'alimentation 16. La récupération des 02+ dans le courant 14 est
supérieure à 99% et sensiblement égale à 99,1%. La puissance du compresseur
36 est maintenue constante à 14896 kW.
TABLEAU 14
Puissance Débit Puissance Puissance du Pression
Débit vers la
de lade la compresseur de la
d'alimentation turbine
turbine 26 112 turbine 112 220 colonne
30
% kW kgmolth kW kW bara
100 4382 0 0 0 18,0
109 4160 2000 1086 529 18,0
115 4095 3300 1832 1415 17,4
120 4131 3950 2256 2588 16,7
Pour conserver la même récupération en C2+ que l'unité existante, la
pression de la colonne 30 est légèrement diminuée. La présence du nouveau
compresseur 220 permet de conserver identique la puissance du deuxième
compresseur 36, malgré l'augmentation de débit.
En outre, la capacité de la première turbine de détente 26 a été conservée
constante. La turbine 112 est utilisée pour traiter l'ajout de capacité.
La présence d'une colonne auxiliaire 216 permet également d'éviter
l'engorgement de la colonne 30 lors de l'augmentation de débit. La présence du
ballon auxiliaire 152 évite en outre le problème de figeage des lourds
contenus
dans le courant d'alimentation.
En variante, la huitième installation 210 selon l'invention permet de traiter
un courant d'alimentation 16 contenant plus d'hydrocarbures en C2+.
Un tel courant présente par exemple une composition comprenant en mole,
1% d'azote, 86,25% de méthane, 5,78% d'éthane, 2,99% de propane, 0,71%
d'isobutane, 1,49% de n-butane, 1,28% d'hydrocarbures en C5+, et 0,5% de
dioxyde de carbone, ce qui constitue la charge initiale qui sera par la suite
alourdie
en C2+, suivant le tableau 15 ci-dessous.
Plus généralement, la composition enrichie présente plus de 1 % molaire
d'hydrocarbures en C5+.
La huitième installation selon l'invention permet de conserver une
récupération d'éthane supérieure à 99%, notamment égale à 99,2%, une
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température et une pression du courant d'alimentation 16 sensiblement
identiques. De même, les pertes de charges allouées dans les équipements,
l'efficacité des plateaux dans la colonne 30 et la position des soutirages, la
spécification maximale en méthane du courant de fond 82 de la colonne 30, les
efficacités des turbines et des compresseurs, la puissance du deuxième
compresseur 36 et de la turbine 26 existante et les coefficients d'échanges
thermiques des échangeurs existants 20 et 28 sont conservés identiques.
Comme illustré par le Tableau 15 ci-dessous, il est possible de conserver
une récupération en C2+ sensiblement identique à celle de l'état de la
technique
malgré l'augmentation de la teneur en hydrocarbures en C2+.
La récupération des C2+ dans le courant 12 est supérieure à 99% en mole,
avantageusement égale à 99,2% en moles. La puissance du compresseur 36 est
maintenue constante à 13790 kW. La pression de la colonne 30 diminue
légèrement avec l'augmentation de la teneur en C2+, de 19,0 bars, à 18,6 bars
puis à 17,8 bars.
TABLEAU 15
Puissance
Débit de Puissance Débit vers Puissance de du
coupe 14 de la la turbine
la turbine 112 compresseur
riche en C2+ turbine 26 112
220
kgmolth kW kgmolth kW kW
1872 4111 0 0 0
1970 4024 950 502 0
2051 3829 1840 1005 383
Le nouveau compresseur 220 permet d'obtenir ainsi un gaz traité riche en
méthane 12 aux mêmes conditions que dans l'état de la technique.
Dans une variante des Figures 5 et 6, l'installation comprend une deuxième
turbine de détente dynamique 112, comme représenté sur les Figures 2, 3, 4, 7
ou
8.
Le courant d'alimentation 16 est alors séparé en une première fraction 115
du courant d'alimentation et en une deuxième fraction 116 du courant
d'alimentation, qui chemine comme décrit plus haut en référence aux Figures 2,
3,
4, 7 ou 8.
