BR112015005839B1

BR112015005839B1 - Processo para otimizar remoção de componentes condensáveis de um fluido

Info

Publication number: BR112015005839B1
Application number: BR112015005839-6A
Authority: BR
Inventors: Mckay Norman Wayne; Maddocks James
Original assignee: Gas Liquids Engineering Ltd
Priority date: 2012-09-17
Filing date: 2013-09-17
Publication date: 2022-03-29
Also published as: CA2790182A1; MY169920A; SA515360153B1; EA201500312A1; JP6357155B2; AU2013344724B2; BR112015005839A2; MX371385B; EP2895245A4; CA2790182C; EP2895245A1; WO2014075176A1; AU2013344724A1; CN104812454A; JP2015533636A; AR092601A1; MX2015003390A

Abstract

PROCESSO PARA OTIMIZAR REMOÇÃO DE COMPONENTES CONDENSÁVEIS DE UM FLUIDO. Um método para remover componentes condensáveis de um fluido contendo componentes condensáveis. O método envolve otimizar a temperatura de uma corrente de alimentação inicial incluindo os componentes condensáveis através de troca de calor e resfriamento para condensar líquidos da mesma. Os líquidos são removidos para formar uma corrente de gás que é, então, comprimida e depois resfriada para formar uma corrente de alta pressão. Uma porção da corrente de alta pressão é expandida para formar uma corrente de baixa pressão resfriada a qual é misturada com a corrente de alimentação inicial para aumentar o resfriamento e a condensação de componentes condensáveis na corrente de alimentação inicial. O método é caracterizado em que, após misturar a corrente de baixa pressão resfriada com a corrente de alimentação inicial, a mistura formada é separada em uma corrente de líquido e uma corrente de gás. A corrente de líquido e a corrente de gás são contatadas com a corrente de alimentação inicial em um trocador de calor gás-líquido e em um trocador de calor gás-gás, respectivamente.

Description

[CAMPO TÉCNICO]

[0001] A presente invenção se refere à remoção de condensáveis de misturas de fluido que exibem um efeito de Joule-Thomson positivo e, mais particularmente, a presente invenção se refere à remoção de, por exemplo, água de correntes de gás ácidas, para minimizar ou eliminar substancialmente a formação de água líquida nas mesmas de modo a minimizar a corrosão e a formação de hidratos na corrente de gás transportada e injetada para sequestro. Uma discussão de retrabalho e recuperação de hidrocarboneto intensificada também é fornecida.

[FUNDAMENTOS]

[0002] Correntes de gás, tal como aquelas as quais resultam de processamento de petróleo ou de processo de combustão, muitas vezes contêm um gás ou gases que formam um ácido quando misturados com água. Esses gases são tipicamente chamados de "gases ácidos". Os gases ácidos que ocorrem naturalmente mais comuns resultantes de processamento de petróleo são sulfeto de hidrogênio (H2S) e dióxido de carbono (CO2). Gases ácidos típicos derivados de processos de combustão/oxidação/pirólise são dióxido de carbono (CO2), dióxido de enxofre (SO2) e óxidos de nitrogênio (NO, NO2).

[0003] Gases ácidos tipicamente contêm água. Gases ácidos que ocorrem naturalmente estão muitas vezes saturados com água no reservatório e gases derivados de combustão coexistem com a água formada da reação de hidrogênio e oxigênio durante a combustão. Virtualmente todos os gases ácidos eventualmente acabam sendo saturados com vapor de água em algum ponto durante o processo de remoção ou purificação do gás ácido. A redução da temperatura ou a elevação da pressão, ao longo de uma faixa definida, de um gás ácido contendo água, tal como aquele que ocorre quando o gás ácido é passado através de um compressor, resultará na condensação de uma parte da água de uma fase de gás para uma líquida. Em alguma temperatura, ainda acima do ponto de congelamento da água, a água e o gás ácido podem começar a formar uma estrutura "tipo sólida" chamada de um hidrato de gás. A temperatura à qual os hidratos podem começar a se formar é chamada a Temperatura de Formação de Hidrato (HFT) a qual varia de acordo com a pressão, composição e teor de água da mistura. Hidratos são a combinação física de água e pequenas moléculas que produzem um composto que tem uma aparência "tipo gelo", mas possuindo diferentes propriedades e estrutura que gelo. Hidratos podem também ser conhecidos como clatratos de gás. Hidratos são problemáticos, pois eles podem causar transferência de calor reduzida, quedas de pressão em excesso, bloqueios, interrupções na produção e são uma preocupação de segurança.

[0004] A formação de uma fase aquosa em qualquer sistema de gás é indesejável, uma vez que ela promove a corrosão, pode fazer com que hidratos de gás se formem e pode causar problemas mecânicos e operacionais. Uma fase aquosa é particularmente indesejável em um sistema de gás ácido, pois a fase aquosa resultante será acídica, resultando num aumento significativo na taxa de corrosão e geralmente resultando numa HFT mais alta do que os gases não ácidos.

[0005] A Tabela A ilustra os níveis de corrosão que ocorrem em aço macio com concentrações variáveis de componentes de gás ácido em água. Tabela A Corrosão de Aço Macio por dióxido de Carbono e Outros Gases em Água*

* Temperatura de 80°F, exposição de 72 h. Fonte: Dados de Watkins e Kincheloe (1958) e Watkins e Wright (1953)

[0006] Embora a discussão tenha sido centrada em gás ácido, será apreciado pelos especialistas que a metodologia e o conceito são aplicáveis para remover componentes condensáveis de qualquer corrente de fluido que apresenta um coeficiente de Joule-Thomson positivo.

[DESCRIÇÃO DA INVENÇÃO]

[0007] Um objeto de uma modalidade da presente invenção é proporcionar um método para remover componentes condensáveis de um fluido contendo componentes condensáveis compreendendo: otimizar a temperatura de uma corrente de alimentação inicial incluindo os componentes condensáveis por meio de troca de calor e resfriamento para condensar líquidos da mesma e remover os referidos líquidos para formar uma corrente de gás; comprimir e depois resfriar a referida corrente de gás para formar uma corrente de alta pressão; expandir pelo menos uma porção da corrente de alta pressão para formar uma corrente de baixa pressão resfriada; misturar a referida corrente de baixa pressão resfriada com a referida corrente de alimentação inicial para aumentar o resfriamento e a condensação de componentes condensáveis na referida corrente inicialmente alimentada para formar uma mistura; separar a referida mistura numa corrente de líquido e numa corrente de gás; e contatar a referida corrente de líquido e a referida corrente de gás com corrente de alimentação inicial para troca de calor através de uma operação de troca de calor gás-líquido em sequência com uma operação de troca de calor gás-gás.

[0008] Tendo em referência as Figuras 1 e 2, o conteúdo de água em um gás ácido é proporcional à temperatura e até cerca de 400 psia (27,58 bar) para H2S e 900 psia (62,05 bar) para CO2 é inversamente proporcional à pressão. Dentro destes limites, pressões mais altas e temperaturas mais baixas favorecem conteúdo de água baixo em gases ácidos.

[0009] A desidratação é o processo de remover água de modo a minimizar ou evitar formação de hidrato e água livre. Em um gás ácido, com uma concentração de H2S relativamente alta, água suficiente é tipicamente removida durante o resfriamento entre estágios de compressão de múltiplos estágios convencional até a fase densa (alguma pressão acima da pressão crítica do fluido também conhecida como supercrítica) de modo que um processo de desidratação separado não é necessário. À medida que o teor de CO2 do gás ácido aumenta, a remoção de água suficiente através da compressão sozinha se torna menos provável e um processo de desidratação separado é geralmente necessário.

[0010] Meios convencionais de desidratação de gás são adsorção dessecante sólida, absorção dessecante líquida, refrigeração, separação de membrana e separação de gás seca. Os métodos mais comumente utilizados são adsorção dessecante sólida e absorção dessecante líquida.

[0011] Desidratação de glicol, um processo de absorção dessecante líquida, é geralmente considerada como a mais favorecida operacionalmente e mais econômica para a maioria das aplicações. Tais processos de desidratação dessecante líquida têm vários empecilhos: • perdas de glicol em um serviço de CO2 de alta pressão podem ser significativas; • excesso de oxigênio, tipicamente encontrado em gases ácidos formados de combustão, aumenta significativamente a corrosão e acelera a degradação do glicol a temperaturas de regeneração mais altas, necessitando da adição de processo de recuperação de glicol contínua; • glicol deve ser monitorado e tratado para manter uma faixa de pH adequada; • equipamento de desidratação é tipicamente fabricado a partir de metais de alto custo, resistentes à corrosão, tal como aço inoxidável, para manipular os líquidos acídicos produzidos; • glicol é tipicamente aquecido até temperaturas de até 400°F (204,4°C) para regeneração resultando em vaporização de água e ventilação dos gases ácidos absorvidos para a atmosfera e quaisquer outros contaminantes também absorvidos pelo glicol, tal como compostos orgânicos voláteis (VOC), tipicamente benzeno, tolueno, etil benzeno e xileno (BTEX) e quaisquer gases de separação. O controle destas emissões fugitivas geralmente requer a adição de equipamento de recuperação de vapor caro e introduz o potencial para contaminação de oxigênio adicional; • requisitos de utilidade de tais processos são altos e incluem o combustível utilizado para regeneração de glicol e a energia necessária para bombear o glicol e operar o equipamento de recuperação de vapor; • pegada de carbono total significativa é gerada como um resultado da fabricação do equipamento de desidratação e do CO2 produzido das demandas de utilidade do sistema e da formulação do glicol usado no processo de desidratação.

[0012] A desidratação por refrigeração faz uso da reduzida capacidade de um gás para reter água quando sua temperatura é diminuída. A redução de temperatura pode ser atingida indiretamente por troca de calor de "refrigeração" externa ou outro processo de redução de temperatura, ou diretamente por expansão do próprio gás. Expansão direta do gás é ou expansão isentrópica, tal como em um turboexpansor, ou expansão isentálpica, tal como através de uma válvula Joule-Thomson (JT) utilizada numa planta de estrangulamento convencional ou por meio de um processo de refrigeração de compressão de gás. A instalação de uma unidade de refrigeração indireta dedicada unicamente com a finalidade de desidratação é tipicamente proibitiva em custo.

[0013] Ambos os métodos de desidratação por refrigeração isentálipica e isentrópica direta utilizam um dispositivo de expansão, um separador de baixa temperatura e pelo menos um trocador de calor para recuperar o máximo de energia do processo quanto possível. Na sua forma mais simples, a totalidade do gás é expandido, quer isentalpicamente ou isentropicamente, de uma pressão mais alta para uma pressão mais baixa, resultando numa temperatura de fluido suficientemente baixa para a condensação da água ocorrer. A água condensada é removida do processo em um separador de baixa temperatura e o gás residual em temperatura baixa substancialmente seco é usado para pré-resfriar fluido de entrada para melhorar a eficiência térmica do processo. Isto é tipicamente denominado como uma "Planta de Estrangulamento" ou "Unidade de Controle de Ponto de Orvalho (DPCU)" em uma aplicação de processamento de óleo e gás a montante.

[0014] No caso de expansão isentrópica, a expansão é atingida com um expansor e o trabalho extraído pelo expansor é tipicamente utilizado para recomprimir parcialmente o gás seco de saída.

[0015] A escolha de utilizar a expansão isentrópica ou isentálpica é dependente da quantidade de remoção de água requerida e, portanto, a quantidade de redução de temperatura necessária. Expansão isentrópica é capaz de atingir temperaturas mais baixas. Do ponto de vista de custo de capital, o processo isentrópico é significativamente mais caro, mas a capacidade de recuperar trabalho tem uma vantagem de compensação. Do ponto de vista de operação e manutenção, o processo isentálpico tem uma vantagem de ser mecanicamente e operacionalmente simples e adequado para a maioria das aplicações. A desvantagem de compensação do processo isentálpico é a necessidade de consumir trabalho adicional pelos requisitos de compressão elevados.

[0016] O empecilho comum de qualquer um dos processos de desidratação por refrigeração é que a maioria das aplicações exige que a corrente de gás seja resfriada até uma temperatura que é próxima ou abaixo da temperatura de formação de hidrato (HFT) para alcançar o nível desejado de desidratação. Para operação confiável, a adição contínua de um inibidor de hidrato termodinâmico, tal como glicol ou metanol, é geralmente empregada para abaixar a HFT. Se desejado, tanto glicol quanto metanol são recuperáveis, mas exigem um processo de regeneração separado completo com todas as questões discutidas anteriormente na desidratação dessecante líquida. Muitas vezes, a escolha é feita para usar metanol sem recuperação, pois o metanol é relativamente benigno e tem menos impacto nos processos a jusante do que glicol, embora esta escolha tipicamente resulte em um custo operacional mais alto. De modo interessante, o metanol não só é útil como o inibidor de hidrato, mas também reduz o teor de água ainda mais do que a redução de temperatura simples. Desta maneira, há desidratação intensificada.

[0017] É evidente que existe uma necessidade de um processo de desidratação de correntes de gás ácido que seja eficiente e de custo eficaz e que evite os problemas observados com processos de desidratação convencionais.

[BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS]

[0018] As características da invenção se tornarão mais evidentes na descrição detalhada seguinte na qual é feita referência aos desenhos anexos em que:

[0019] A Figura 1 é uma ilustração gráfica do teor de água saturada de vários fluidos, gases ácidos e metano (CH4) a 100°F (37,78°C) ao longo de uma faixa de pressões;

[0020] A Figura 2 é uma ilustração gráfica do teor de água saturada de misturas ricas em CO2 e metano (CH4) a 100°F (37,78°C) ao longo de uma faixa de pressões;

[0021] A Figura 3 é uma ilustração gráfica das perdas de glicol em um serviço de CO2 de alta pressão da técnica anterior;

[0022] A Figura 4A é um esquemático de um processo de desidratação isentálpica de acordo com uma modalidade da invenção para uma corrente de fluido saturada em água compreendendo 100% de CO2;

[0023] A Figura 4B é um esquemático de um processo de desidratação insentálpica de acordo com a Figura 4A para uma corrente de fluido compreendendo 80% de CO2 e 20% de H2S;

[0024] As Figuras 5A e 5B são esquemáticos de um processo de desidratação isentálpica de acordo com as Figuras 4A e 4B incorporando um trocador de calor para aquecer uma corrente de turbilhão parcialmente expandida para evitar a formação de hidrato na corrente de alimentação de processo principal para expansão adicional da corrente de turbilhão para alcançar a redução de temperatura desejada;

[0025] As Figuras 6A e 6B são esquemáticos de um processo de desidratação isentálpica de acordo com as Figuras 4A e 4B incorporando um separador de baixa temperatura para remover água da corrente de fluido antes da reintrodução da corrente de turbilhão na mesma e injeção de inibidor de hidrato contínua;

[0026] A Figura 7 é um esquemático de um processo isentálpico de múltiplos estágios de acordo com uma modalidade da invenção;

[0027] A Figura 8 é um esquemático de um processo isentrópico de múltiplos estágios de acordo com uma modalidade da invenção, em que uma das válvulas Joule-Thomson é substituída por um expansor de fluido isentrópico;

[0028] A Figura 9 é uma ilustração esquemática de uma modalidade adicional da presente invenção; e

[0029] A Figura 10 é uma ilustração esquemática de ainda outra variação da tecnologia abrangida pela presente invenção.

[0030] Os exemplos fornecidos assumem desempenho em estado constante. Outras considerações são tratadas para acomodar partida, transtornos em serviço e parada para operações comerciais. Um exemplo simples é que durante os primeiros minutos de partida e durante períodos de transtornos de processo externos, as temperaturas e as taxas de fluxo de corrente de turbilhão podem não estar na condição de operação de estado constante ditada pelo projeto do processo. Hidratos potencialmente poderiam começar a se formar sem o fornecimento de algo no projeto para mitigar esta condição. Modalidades da invenção são, portanto, projetadas para incluir a capacidade de adicionar um inibidor de hidrato termodinâmico, tal como metanol, para proteção temporária contra formação de hidrato em um desempenho de estado não constante.

[0031] Numerais semelhantes usados nas Figuras denotam elementos semelhantes.

[MELHOR MODO PARA REALIZAR A INVENÇÃO]

[0032] Modalidades da invenção tiram proveito da propriedade termodinâmica de gases ácidos típicos que os tornam úteis como um "refrigerante". Tais gases apresentam uma relativamente grande redução de temperatura para uma dada redução de pressão dentro da região de operação do processo. A grande diminuição de temperatura é utilizada para resfriar uma corrente de turbilhão da corrente de alimentação a qual é após isso reciclada a montante para resfriar a corrente de alimentação. Deste modo, o método utiliza a reciclagem para "autorresfriar". O efeito Joule-Thomson é atingido permitindo que o gás expanda isentalpicamente através de um dispositivo de estrangulamento, tipicamente uma válvula de controle. Nenhum trabalho externo é extraído do gás durante a expansão isentálpica. A taxa de mudança de temperatura em relação à pressão de um fluido é o coeficiente Joule-Thomson (Kelvin). Por exemplo, o Coeficiente Joule-Thomson (JT) para dióxido de carbono a 50°C e 60 atm (60,79 bar) é de cerca de 5,6 vezes maior do que aquele de nitrogênio nas mesmas condições. Portanto, a redução de temperatura para CO2 seria de cerca de 5,6 vezes maior do que para nitrogênio para a mesma redução na pressão nestas condições. Dados do Coeficiente JT também estão disponíveis para H2S, SO2 e outros gases ácidos, bem como para hidrocarbonetos e gases inertes, tal como nitrogênio e oxigênio, que podem ser encontrados.

[0033] Gases ácidos processados para aplicações comerciais, tal como aplicações de Recuperação de Óleo Intensificada (EOR), ou aplicações de Captura e Sequestro de Carbono (CCS), são normalmente comprimidos até pressões supercríticas, comumente denominadas como "fase densa", para transporte e/ou sequestro. Para atingir a fase densa, a compressão é realizada normalmente em mais de um estágio, seja utilizando compressão centrífuga, alternativa ou de choque, dependendo da pressão inicial. O diferencial de pressão entre estágios proporciona uma oportunidade para tirar vantagem das propriedades dos Coeficiente JT favoráveis do vapor.

[0034] A compressão é dividida em duas regiões distintas com respeito ao ponto crítico do fluido sendo comprimido. Os estágios de compressão na primeira região são subcríticos e os estágios na segunda região levam o fluido acima de sua pressão crítica e podem ser atingidos por meios de compressão e bombeamento. Uma corrente de entrada entra na primeira região de compressão a qual é subcrítica e é assumida ser água saturada. Parte da água é naturalmente removida por compressão através dos vários estágios na primeira região.

[0035] Em modalidades da invenção, uma corrente de fluido da descarga pós-resfriada de um estágio de compressão, tipicamente perto ou acima da pressão crítica, é expandida até a pressão de sucção desse mesmo estágio ou de um estágio anterior, cada redução de temperatura adicional seja necessária. A temperatura reduzida resultante da corrente de turbilhão expandida é usada para resfriar a corrente de fluido principal a montante, primeiro por troca de calor, se necessário, e, finalmente, por mistura direta da corrente de turbilhão com a corrente de fluido principal. A redução resultante na temperatura da corrente misturada condensa água adicional do gás. A quantidade de resfriamento necessária é uma função do teor de água mínimo necessário para a composição da corrente atender os critérios de projeto para temperatura de ponto de orvalho da água e/ou temperatura de formação de hidrato.

[0036] A seguir estão exemplos ilustrando modalidades da invenção, mais particularmente: Exemplo 1 - uma modalidade básica; Exemplo 2 - uso de um vaso separador de baixa temperatura (LTS); Exemplo 3 - incorporando um trocador de calor (HEX); Exemplo 4 - uma modalidade isentálpica de múltiplos estágios; e Exemplo 5 - uma modalidade isentrópica e isentálpica de múltiplos estágios. Os Exemplos 1 a 3 são mostrados usando diferentes composições de corrente; mais particularmente uma corrente tendo 100% de CO2 e uma corrente tendo 80% de CO2 e 20% de H2S. Será observado, contudo, que modalidades da invenção são aplicáveis a correntes tendo quantidades variadas de H2S incluindo SO2 e NOX e quaisquer outras misturas gasosas com coeficientes JT relativamente grandes. Os Exemplos 4 e 5 ilustram as capacidades de temperatura baixa de modalidades da invenção, bem como as diferenças entre processos isentálpicos e isentrópicos.

[0037] Exemplo 1 - BÁSICO

[0038] Tendo em referência as Figuras 4A e 4B, numa modalidade da invenção, uma corrente de alimentação de gás ácido saturado com água 10 entra num estágio de sucção 12 onde ela é comprimida 14 até a pressão de sucção do próximo estágio 16. O vapor comprimido quente 14 é resfriado 18 com um pós-resfriador 20 resultando na condensação de parte da água e de outros condensáveis na corrente de alimentação. A água contendo líquido condensado é removida 22 num separador 24 a montante do estágio final de compressão. O gás saturado 26 do separador 24 é ainda comprimido em 28 e é pós-resfriado de novo em 30.

[0039] Uma corrente de turbilhão 32 da corrente de fluido comprimida e pós-resfriada é removida e isentalpicamente expandida 34 através de uma válvula Joule-Thomson (TCV) 36 até a pressão de sucção mais baixa do mesmo estágio 16 de compressão. A expansão resulta numa redução de temperatura, a magnitude da qual é dependente da magnitude da redução de pressão e da composição da corrente de fluido. A corrente mais fria 38 é combinada com a corrente pós-resfriada 18 que sai do estágio de compressão anterior, resultando em uma corrente combinada 40 tendo uma temperatura suficientemente reduzida para condensar a quantidade necessária de água.

[0040] Como mostrado na Figura 4A para uma corrente de alimentação tendo 100% de CO2, a temperatura é reduzida até cerca de 87°F (30,55°C) e o teor de água final é reduzido até cerca de 73 lb/MMscf para resultar numa temperatura de formação de hidrato (HFT) de 30°F (-1,11c).

[0041] Com referência à Figura 4B, em que a corrente de alimentação continha 80% de CO2 e 20% de H2S, a temperatura só precisa ser reduzida até cerca de 93°F para um teor de água final de cerca de 89 lb/MMscf para atingir a mesma temperatura de formação de hidrato (HFT) de 30°F (-1,11c).

[0042] Exemplo 2 - Trocador de Calor (HEX)

[0043] Em casos em que a composição da corrente de alimentação, em combinação com uma grande redução de pressão, cria uma temperatura de corrente a qual está abaixo da temperatura de formação de hidrato da corrente de alimentação não desidratada principal, a modalidade mostrada nas Figuras 4A e 4B pode ser modificada para incluir um trocador de calor (HEX).

[0044] Em referência às Figuras 5A e 5B, a modalidade básica é modificada de modo a evitar a necessidade de injeção contínua de inibidor de hidrato, como é utilizado em processos de refrigeração convencionais.

[0045] Nas Figuras 5A e 5B, a corrente de turbilhão 34 é parcialmente expandida 42 através de uma segunda Válvula Joule- Thomson (JTV) 44. A temperatura da corrente parcialmente expandida é posteriormente elevada em um trocador de calor 46 antes da expansão adicional da corrente 48 através da válvula Joule-Thomson (TCV) 50. Assim, as temperaturas das correntes parcialmente e totalmente expandidas 42, 48 são mantidas acima das respectivas temperaturas de formação de hidrato da corrente de alimentação não desidratada principal.

[0046] Para os fins do Exemplo 2, a temperatura de formação de hidrato de projeto foi fixada em 15°C (-9,44°C).

[0047] Como mostrado na Figura 5A, para uma corrente de alimentação tendo 100% de CO2, a temperatura deve ser reduzida até cerca de 73°F (22,78°C) para resultar num teor de água final de cerca de 51 lb/MMscf para atingir a temperatura de formação de hidrato de projeto de 15°F (-9,44°C).

[0048] Com referência à Figura 513, e no caso em que a corrente de alimentação compreende 80% de CO2 e 20% de H2S, a temperatura foi reduzida até cerca de 79°F (26,11°C) para resultar em um teor de água final de cerca de 64 lb/MMscf para atingir a temperatura de formação de hidrato de projeto de 15°F (-,44°C).

[0049] Exemplo 3 - Separador de Baixa Temperatura (LTS).

[0050] Com referência às Figuras 6A e 6B, uma modalidade da invenção utiliza um separador adicional em que a redução da temperatura é significativa como uma alternativa à modalidade descrita no Exemplo 2.

[0051] Como mostrado nas Figuras 6A e 6B, a 46 e JTV 44 das Figuras 5A e 5B são substituídas por um segundo separador de baixa temperatura (LTS) 52. Uma corrente de turbilhão 54 é expandida 56 através de uma Válvula Joule-Thomson (TCV) 44. O primeiro separador 24 está posicionado para remover o máximo de água possível da corrente de alimentação antes da reintrodução da corrente de turbilhão expandida 48. A adição de inibidor de hidrato na corrente de turbilhão expandida 48 é considerada quando o projeto do processo requer que a temperatura da corrente de turbilhão expandida esteja abaixo de 32°F (0°C). A remoção precoce da água reduz a quantidade de resfriamento necessário para atender as condições de projeto e, caso as condições garantam, reduz a quantidade de inibidor de hidrato necessária.

[0052] A temperatura de formação de hidrato de projeto para o Exemplo 3 foi fixada em 0°F.

[0053] Como mostrado na Figura 6A, em que a corrente de alimentação compreende 100% de CO2, a temperatura teve que ser reduzida até 62°F para resultar num teor de água final de cerca de 36 lb/MMscf para atender a temperatura de formação de hidrato de projeto de 0°F (-17,78°C).

[0054] Com referência à Figura 6B, em que a corrente de alimentação compreende 80% de CO2 e 20% de H2S, a temperatura teve que ser reduzida até cerca de 67°F (19,44°C) para resultar num teor de água final de cerca de 45 lb/MMscf para atingir a temperatura de formação de hidrato de projeto de 0°F (-17,78°C).

[0055] Exemplo 4 - ISENTÁLIPICA DE MÚLTIPLOS ESTÁGIOS

[0056] Em referência à Figura 7, uma modalidade de múltiplos estágios da invenção é empregada em que a redução de temperatura requerida é muito grande. A modalidade foi concebida para atingir uma temperatura de formação de hidrato de -45°F ( 42,78°C).

[0057] Como mostrado na Figura 7, esta modalidade compreende um trocador de calor 46, um separador de baixa temperatura 52 e injeção de inibidor de hidrato contínua 56. O primeiro separador 24 está posicionado entre o trocador de calor 46 e a reintrodução da corrente de temperatura reduzida. A remoção precoce de água da corrente de alimentação reduz a quantidade de resfriamento e inibidor de hidrato necessária para atender aos critérios de projeto.

[0058] Para obter uma temperatura mais baixa, a redução de pressão que resulta da expansão da corrente de turbilhão 58 através da Válvula Joule-Thomson 44 ocorre ao longo de pelo menos dois estágios de compressão. Assim, a corrente de turbilhão parcialmente expandida 60 é aquecida no trocador de calor 46 e completamente expandida 62 através da Válvula Joule- Thomson 64 para ser reintroduzida, juntamente com a injeção de inibidor de hidrato, na corrente de alimentação dois ou mais estágios 66, 68 a montante da remoção da corrente de turbilhão 58 para resfriar a corrente de alimentação 28. Água condensada é removida da corrente de alimentação resfriada 28 no segundo separador 52, antes de compressão adicional da corrente de alimentação resfriada 28.

[0059] Neste exemplo, a baixa temperatura atingida na corrente de turbilhão totalmente expandida 56 e na corrente de alimentação resfriada 28 necessita da adição do inibidor de hidrato, no entanto, a quantidade de inibidor de hidrato é minimizada como resultado da remoção a montante de uma porção significativa de água no primeiro separador 24.

[0060] Um benefício adicional da temperatura baixa alcançada na corrente de alimentação resfriada neste exemplo é a capacidade de reduzir o número de estágios de compressão de cinco estágios para quatro estágios, resultando numa redução no custo total.

[0061] Exemplo 5 - ISENTRÓPICA DE MÚLTIPLOS ESTÁGIOS

[0062] Com referência à Figura 8, uma modalidade de múltiplos estágios da invenção utiliza um expansor de fluido isentrópico 66, tal como uma turbina de expansão radial convencional ou turboexpansor (tal como está disponível de Mafi-Trench, Santa Maria, CA, EUA) para substituir a Válvula Joule-Thomson 44 da Figura 7 para expansão da corrente de turbilhão 58.

[0063] Nesta modalidade, o expansor de fluido isentrópico é capaz de atingir uma temperatura mais baixa na corrente de turbilhão expandida 60 do que é possível usando uma válvula Joule-Thompson (expansão isentálpica) para a mesma redução na pressão. Adicionalmente, a fração de corrente de turbilhão requerida é menor do que ela é no Exemplo 4.

[0064] Os requisitos de energia para o Estágio 3 (66) e Estágio 4 (68) para esta modalidade, em comparação com aqueles do Exemplo 4, são mais baixos que cerca de 2%. O expansor de fluido isentrópico produz energia, cerca de 1,8% do Estágio 3 (66) e Estágio 4 (68), para outros usos. Além disso, os requisitos de inibidor de hidrato são minimizados.

[0065] As modalidades da invenção descritas neste documento têm vantagens notáveis sobre os e diferenças dos processos de desidratação por refrigeração de dessecante líquido e isentálpica convencionais.

[0066] Em comparação com processos de desidratação de dessecante líquido, modalidades da invenção permitem a eliminação de equipamentos de desidratação convencionais por substituição por válvulas de expansão (TCV, JTV) a uma pequena fração do custo de capital do equipamento de desidratação convencional.

[0067] Em comparação com processos de refrigeração de expansão isentálpica convencionais, tal como uma "Planta de Estrangulamento" ou "DPCU", modalidades da invenção podem permitir a eliminação de um estágio de compressão, um trocador de calor principal gás-gás e a adição de inibidor de hidrato, proporcionando uma redução significativa do custo de capital.

[0068] A "Planta de Estrangulamento" ou "DPCU" exige que a corrente de gás inteira seja supercomprimida e expandida até a pressão de projeto. Isto tipicamente aumenta os requisitos de energia de compressão originais do sistema em 20% a 25%. Dependendo da composição do gás e das condições de operação, a pressão de descarga do compressor mais alta pode necessitar da adição de um estágio inteiro de compressão.

[0069] A corrente de turbilhão de resfriamento é tipicamente de 10% a 30% do fluxo da corrente combinada através de um único estágio, dependendo da composição do gás ácido e das condições de operação necessárias. O aumento na vazão através de um estágio de compressão aumenta, teoricamente, a demanda de energia de compressão total em 2% a 6% (isto é, 1/5 de 10% a 30% para um compressor 5 estágios). Em comparação, no entanto, este aumento é frequentemente comparável ao aumento devido à queda de pressão através do equipamento de desidratação convencional. Além disso, há um aperfeiçoamento da eficiência, e, portanto, uma redução correspondente na energia de compressão, resultante da temperatura de operação reduzida do compressor. Em alguns casos, os requisitos de energia de compressão terminam sendo menores que quando usando equipamento convencional de desidratação.

[0070] As temperaturas de sucção mais baixas, permitidas por modalidades da invenção, têm uma vantagem adicional sobre ambos o desidratador convencional e a planta de estrangulamento. A temperatura reduzida num estágio proporciona a oportunidade para rebalancear as razões de compressão em cada estágio, uma razão de compressão mais alta onde a pressão de sucção é mais fria, assim permitindo uma redução da razão de compressão nos outros, até que as temperaturas de descarga de cada estágio sejam relativamente iguais em algum novo valor mais baixo. A redução da temperatura de descarga reduz um pouco a demanda de energia adicional resultante do volume de corrente de turbilhão adicional visto em um ou mais estágios de compressão. A redução de temperatura também resulta em vida de válvula mais longa, tempo operacional elevado e custos de manutenção mais baixos. O rebalanceamento pode, em algum ponto, com temperaturas mais baixas, ser significativo o suficiente para eliminar um estágio inteiro de compressão e, assim, proporcionar considerável economia de custo de capital.

[0071] Acredita-se que a pegada de carbono total de modalidades da invenção é significativamente mais baixa do que nos métodos convencionais. A exigência de equipamentos é consideravelmente menor reduzindo a demanda para fabricação, não é necessária a formulação de glicol e não há utilidades adicionais que são necessárias produzir CO2, todas as quais mais do que compensam o aumento marginal na energia necessária (tipicamente cerca de 2%) para comprimir o volume de corrente de turbilhão. Adicionalmente, a falta de requisitos químicos em modalidades da invenção reduz significativamente o risco ecológico.

[0072] Gases ácidos, incluindo CO2, H2S, SO2 e NO, são fluidos bem adequados para as modalidades da invenção. Acredita-se, contudo, que os fluidos não se limitam aos aqui divulgados. Acredita-se ainda que os princípios termodinâmicos utilizados em modalidades da invenção são válidos para todas as misturas de fluidos apresentando um Coeficiente Joule-Thomson (JT) positivo dentro da faixa desejada de condições do processo; em outras palavras, as misturas de fluido resfriam quando expandidas. Como uma generalização, um fluido com um Coeficiente JT maior ficará mais frio do que um com um Coeficiente JT menor e, portanto, exigirá que menos fluido seja transformado em corrente de turbilhão. Um requisito de baixa corrente de turbilhão é economicamente desejável.

[0073] As aplicações para as modalidades da invenção se situam em captura e armazenamento de carbono (CCS), no tratamento de CO2, SO2 e NOX capturados de processos químicos de combustão, gaseificação e industriais para sequestro e em AGI (injeção de gás ácido) onde H2S e CO2 são capturados de processos de petróleo e gás para sequestro. Outra aplicação para modalidades da invenção aparece na recuperação de líquidos de hidrocarbonetos de vapores de gás de solução de teor de gás ácido relativamente alto que são tipicamente processados em aplicações de Recuperação de Óleo Inensificada (EOR). Uma aplicação adicional para modalidades da invenção se situa em situações em que a desidratação de gás ácido é necessária em situações com o mínimo de espaço disponível ou em que existe uma restrição de peso. Tal situação poderá ocorrer em operações de produção flutuante ao largo ou em aplicações de retrabalho, tanto em terra quanto ao largo. As configurações desta invenção proporcionam uma vantagem significativa de espaço e peso sobre outros meios de desidratação comerciais.

[0074] Os Exemplos 1 a 5 aqui fornecidos são baseados em um único conjunto de condições. Modalidades da invenção requerem otimização para cada fluido e conjunto de condições. A otimização envolve a seleção do estágio de compressão mais adequado para iniciação da corrente de turbilhão e que é mais adequado para recombinar a corrente de turbilhão. Outra otimização se situa na seleção da variação ótima do processo, seja ela básica, HEX, LTS, Múltiplos Estágios, Múltiplos Estágios Isentrópica, ou alguma outra combinação das descritas acima. Também dentro de qualquer uma das escolhas, o sistema ótimo de instrumentação e controle precisa ser incluído e os pontos de operação ótimos para a aplicação estabelecidos.

[0075] Com referência à Figura 9, o numeral 80 denota operações a montante comuns com o numeral 81 denotando o processo esquemático global de acordo com outra modalidade.

[0076] Com respeito aos numerais comuns das modalidades anteriores, um separador 13 é fornecido para separar uma alimentação em corrente de alimentação de gás saturado 10 a qual entra no compressor 12 onde ela é comprimida até a pressão de descarga, vapor comprimido 14 é, então, introduzido no pós- resfriador 20, o que resulta na condensação de parte da água e outros condensáveis na corrente de alimentação. Estas operações unitárias foram discutidas aqui e anteriormente com respeito às outras modalidades.

[0077] Com respeito à corrente de gás ácido a montante esquemática recém-apresentada 18, que é tipicamente de um compressor, poço, etc. normalmente é saturada com água. Como um exemplo, a corrente pode conter 100% de gases ácidos ou alguma outra concentração de gases ácidos com o equilíbrio sendo tipicamente hidrocarbonetos a baixas concentrações de outros gases inertes. Para efeitos de explicação, a corrente pode estar, por exemplo, a 120°F (48,89°C) a uma pressão de 600 psi (41,37 bar). Neste circuito, um par de trocadores de calor 84 e 86 é fornecido. Em termos dos trocadores de calor 84 e 86, o trocador de calor 84 é um trocador de calor gás-líquido que é usado para transferir calor no fluido 18 para o fluido líquido frio 96. A corrente 90 mistura com a corrente resfriada 89 que sai da válvula Joule-Thomson 44. As duas são misturadas no dispositivo de mistura 92. A mistura assim formada 93 a uma temperatura de aproximadamente 50°F (10°C) é passada para o separador de baixa temperatura 94. Neste ponto, os líquidos que condensam na pressão de 600 psi (41,37 bar) formam uma corrente de líquido frio 96. A corrente 96 estará próxima da temperatura de formação de hidrato da mistura de fluidos. Se a corrente fosse ainda despressurizada isto certamente resultaria na formação de um hidrato. A corrente 96 passa para o trocador de calor 84, troca calor com a corrente 18, desse modo, resfriando a corrente 18 e aquecendo a corrente 96. É vantajoso para a corrente 96 receber um pouco de calor da corrente 18 a reduzir a probabilidade de formação de hidrato. É também vantajoso resfriar a corrente 18 para reduzir a quantidade de resfriamento adicional necessário. Uma vez que a corrente 96 é aquecida via troca de calor através do trocador 84, a corrente 98 está, possivelmente, a uma temperatura de 120°F (48,89°C). A pressão da corrente 98 pode, então, ser reduzida na válvula 100 sem formação de hidrato, para manter um nível de líquido desejado no separador de baixa temperatura 94. À medida que o nível de líquido acumula, a válvula 100 abre e permite que uma corrente 102 passe para um separador de três fases 104. A corrente 102 é possivelmente compreendida de três fases; vapor, líquido de hidrocarboneto e água. O tempo de residência no separador 104 é suficiente para facilitar a separação de líquidos mais pesados em 106, tipicamente água, vapor em 108 e líquidos mais leves em 110, tipicamente hidrocarbonetos. Neste ponto, os líquidos de hidrocarbonetos separados 110 podem, então, ser dirigidos para uma instalação de tratamento de óleo para tratamento (não mostrada), estabilização e eventual venda.

[0078] Voltando ao separador de baixa temperatura 94, a corrente 112 saindo do mesmo é uma corrente de vapor de gás ácido frio (tipicamente CO2) e pode ser usada como uma fonte adicional para pré-resfriar o sistema principal. As correntes 88 e 112 são passadas para o trocador de calor 86 o qual, neste caso, é um trocador de calor gás-gás utilizado para transferir o calor na corrente 88 para a corrente de vapor frio 112 que sai do separador de baixa temperatura 94. Isto também pré-resfria a corrente 90 saindo do trocador 86, desse modo reduzindo a quantidade de resfriamento adicional necessária. A corrente 114 neste ponto tem uma temperatura de aproximadamente 110°F (43,33°C) do exemplo aqui referido. Este sistema é particularmente benéfico em que ele permite a recuperação de hidrocarbonetos onde ela é economicamente viável.

[0079] A corrente 114 é, então, passada para as operações unitárias que foram aqui descritas anteriormente em relação ao sistema global básico.

[0080] No caso em que não existe possibilidade, ou onde não é economicamente viável recuperar hidrocarbonetos líquidos, então, o projetista empregaria o sistema mostrado na Figura 10 a ser discutido em mais detalhes daqui em diante. Isto é também um sistema atraente para aplicações de reforma as quais poderiam usar arranjos de compressores existentes com modificações mínimas, embora também se beneficiando da tecnologia aqui estabelecida.

[0081] Em uma aplicação FOR onde CO2 é utilizado, CO2 de reabastecimento ou adicional é geralmente misturado com o vapor produzido e reinjetado no reservatório de produção. Dependendo da pressão da corrente de CO2 de reabastecimento, ela pode ser misturada com, ou mesmo substituir, a corrente 34 para melhorar o coeficiente Joule-Thomson e reduzir a HFT. O CO2 seco de reabastecimento poderia ser usado para minimizar ou eliminar o uso de inibidores de hidrato, tal como metanol ou glicol, durante a partida do sistema.

[0082] O processo pode ser projetado para condensar fluidos que não os hidrocarbonetos utilizados neste exemplo, se assim desejado.

[0083] Estágios adicionais de redução de pressão e separação (duplicando 100, 102 e 104 com 110 substituindo 98) podem ser considerados se eficiência melhorada de separação líquido/vapor de hidrocarboneto for necessária.

[0084] Além disso, o sistema pode incluir software de simulação termodinâmica para auxiliar na otimização de pontos de operação predizendo ponto de orvalho da água, temperatura de formação de hidrato e recuperação de hidrocarboneto.

[0085] Com referência à Figura 10, é mostrada outra modalidade da presente invenção. Nesta modalidade, é evidente que um número significativo de operações unitárias foi removido em relação àquele que é mostrado na Figura 9. A utilização do separador de três fases 104 da Figura 9 é desnecessária nesta modalidade como é o trocador de calor gás-líquido. As operações unitárias restantes são semelhantes ao funcionamento das operações na Figura 9 e a sequência global será evidente para aqueles versados na técnica.

[0086] Esta modalidade é particularmente bem adequada para arranjos existentes onde uma reforma é possível para aproveitar os benefícios do sistema aqui descrito. Com a inclusão do trocador de calor gás-gás, a corrente de turbilhão de resfriamento é tipicamente reduzida para 4% a 10% do fluxo da corrente combinada através de um único estágio, dependendo da composição do gás ácido e das condições de operação necessárias. O aumento na vazão através de um estágio de compressão aumenta teoricamente a demanda de energia de compressão total em 1% a 2% (isto é, 1/5 de 4% a 10% para um compressor 5 estágios). A adição do LTS só é necessária quando a metalurgia do lavador de sucção existente não for compatível com a água acídica produzida e for considerada imprópria para substituir o lavador existente. O custo de capital desta modalidade é aumentado de forma correspondente.

[0087] Na modalidade mostrada na Figura 10, a corrente de fase líquida pesada 34, neste caso, é tipicamente uma corrente de reciclo de alta pressão quente, a qual é tipicamente supercrítica (fase densa) ou líquida. Esta é passada para a válvula Joule-Thomson 44 que reduz a pressão e, portanto, a temperatura da corrente 34. A corrente de reciclo de baixa pressão fria 89 é usada para misturar com a corrente de entrada pré-resfriada 90 no dispositivo de mistura 92.

[0088] A mistura, conforme anteriormente discutido em relação à Figura 9, é denotada pelo numeral 93. A fase líquida deixando o separador de baixa temperatura 94 em 96 é predominantemente água. Esta corrente é tipicamente misturada em outras posições em um processo de tratamento de água.

[0089] Como um exemplo, a corrente 90 pode ser resfriada até aproximadamente 60° a 70°F (15,55 a 21,11°C) dependendo da quantidade de área de superfície disponível no trocador de calor 86. A corrente de turbilhão 34 (como aqui discutido anteriormente com respeito a outras modalidades) pode ser de 120°F (48,89°C) e, possivelmente, 2000 psig (137,9 bar). Esta corrente de alta pressão pode ser despressurizada em uma válvula Joule-Thomson 44. Aqui ela é despressurizada até aproximadamente a mesma pressão de 600 psi (41,37 bar) que a corrente 90. Como um resultado da passagem através da válvula Joule-Thomson a corrente é expandida e assim resfria até aproximadamente 40°F (4,4°C) para fins deste exemplo. A corrente fria resultante 89 é misturada com a corrente 90 no dispositivo de mistura 92. A mistura assim formada 93 a uma temperatura de aproximadamente 50°F (10°C) é passada para o separador de baixa temperatura 94. Neste ponto, os líquidos que condensam na pressão de 600 psi (41,37 bar) formam uma corrente de líquido frio 96. A corrente 112 saindo do separador 94 é uma corrente de vapor de gás ácido frio (tipicamente CO2) e pode ser usada como uma fonte para pré- resfriar a corrente de entrada quente 18. As correntes 18 e 112 são passadas para o trocador de calor 86 o qual é um trocador de calor gás-gás utilizado para transferir o calor da corrente 18 para a corrente de vapor frio 112 do separador de baixa temperatura 94. Esta troca de calor também pré-resfria a corrente 90 saindo do trocador 86, desse modo, reduzindo a quantidade de resfriamento adicional necessária. A corrente 114 neste ponto tem uma temperatura de aproximadamente 110°F (43,33°C) a partir do exemplo observado neste documento.

Claims

1. Método para remover componentes condensáveis de um fluido contendo componentes condensáveis, caracterizado pelo fato de que compreende: os componentes condensáveis por meio de troca de calor e de resfriamento para condensar líquidos e remover os referidos líquidos para formar uma corrente de gás, comprimir depois de resfriar a referida corrente de gás para formar uma corrente de alta pressão; expandir uma porção da corrente de alta pressão para formar uma corrente de baixa pressão resfriada; misturar a referida corrente de baixa pressão resfriada com a referida corrente de alimentação inicial para aumentar o resfriamento e a condensação de componentes condensáveis na referida corrente inicialmente alimentada.

2. Método, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que inclui troca de calor sequencial numa pluralidade de trocadores de calor para otimizar a retenção de energia na corrente com uma redução na qualidade de reciclo.

3. Método, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 3, caracterizado pelo fato de que o referido trocador de calor inclui uma pluralidade de trocadores de calor paralelos para otimizar a retenção de energia na referida corrente e reduzir a quantidade de reciclo.

4. Método, de acordo com a reivindicação 3, caracterizado pelo fato de que a referida etapa de otimizar a referida energia inclui operar o método numa faixa de temperatura fora daquela onde hidratos se formam.

5. Método, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 5, caracterizado pelo fato de que a referida troca de calor é conduzida através de uma operação de troca de calor gás-líquido.

6. Método, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 6, caracterizado pelo fato de que a referida troca de calor é conduzida através de uma operação de troca de calor gás-líquido em sequência com uma operação de troca de calor gás-gás.

7. Método, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 7, caracterizado pelo fato de que a referida troca de calor é conduzida através de uma operação de troca de calor gás-líquido em paralelo com uma operação de troca de calor gás-gás.

8. Método, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 8, caracterizado pelo fato de que a referida troca de calor é conduzida através de uma operação de troca de calor gás-líquido.

9. Método, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 9, caracterizado pelo fato de que inclui ainda a etapa de tratar a referida corrente de alimentação para uma operação de unidade de redução de teor de água.

10. Método, de acordo com a reivindicação 6, caracterizado pelo fato de que inclui ainda recuperar hidrocarbonetos da corrente produzida a partir do referido método.

11. Método, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 11, caracterizado pelo fato de que inclui ainda recuperar de componentes de gás ácidos da corrente produzida a partir do referido método.

12. Método, de acordo com a reivindicação 10, caracterizado pelo fato de que inclui ainda reciclar os referidos componentes de gás ácidos.

13. Método, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 13, caracterizado pelo fato de que o fluido tem um coeficiente de Joule-Thomson positivo.

14. Método, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 14, caracterizado pelo fato de que os referidos componentes condensáveis incluem C5H12 e hidrocarbonetos mais pesados.

15. Método, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 15, caracterizado pelo fato de que inclui ainda uma etapa opcional de adicionar inibidor de hidrato ao referido fluido.

16. Método, de acordo com a reivindicação 16, caracterizado pelo fato de que o referido inibidor de hidrato é metanol.

17. Método para remover componentes condensáveis de um fluido contendo componentes condensáveis, caracterizado pelo fato de que compreende: otimizar a temperatura de uma corrente de alimentação inicial incluindo os componentes condensáveis por meio de troca de calor e de resfriamento para condensar líquidos da mesma e remover os referidos líquidos para formar uma corrente de gás, comprimir e depois resfriar a referida corrente de gás para formar uma corrente de alta pressão; expandir pelo menos uma porção da corrente de alta pressão para formar uma corrente de baixa pressão resfriada; misturar a referida corrente de baixa pressão resfriada com a referida corrente de alimentação inicial para aumentar o resfriamento e a condensação de componentes condensáveis na referida corrente inicialmente alimentada para formar uma mistura; separar a referida mistura numa corrente de líquido e numa corrente de gás; e contatar a referida corrente de líquido e a referida corrente de gás com uma corrente de alimentação inicial para troca de calor através de uma operação de troca de calor gás-líquido em sequência com uma operação de troca de calor gás-gás.

18. Método, de acordo com a reivindicação 17, caracterizado pelo fato de que inclui a etapa de determinar o teor de hidrocarboneto e água da referida corrente de combustível inicial.

19. Método, de acordo com a reivindicação 17 ou 18, caracterizado pelo fato de que inclui ainda a etapa de operar o método numa faixa de temperatura fora daquela onde se formam hidratos.

20. Método, de acordo com qualquer uma das reivindicações 17 a 19, caracterizado pelo fato de que inclui ainda a etapa de tratar a referida corrente de alimentação para uma unidade de operação de redução de teor de água.

21. Método, de acordo com qualquer uma das reivindicações 17 a 20, caracterizado pelo fato de que inclui ainda recuperar hidrocarbonetos da corrente produzida a partir do referido método.

22. Método, de acordo com qualquer uma das reivindicações 17 a 21, caracterizado pelo fato de que inclui ainda recuperação de componentes de gás ácidos da corrente produzida a partir do referido método.

23. Método, de acordo com a reivindicação 22, caracterizado pelo fato de que inclui ainda reciclar os referidos componentes de gás ácidos.

24. Método, de acordo com qualquer uma das reivindicações 17 a 23, caracterizado pelo fato de que o fluido tem um coeficiente de Joule-Thomson positivo.

25. Método, de acordo com qualquer uma das reivindicações 17 a 24, caracterizado pelo fato de que os referidos componentes condensáveis incluem C5H12 e hidrocarbonetos mais pesados.

26. Método, de acordo com qualquer uma das reivindicações 17 a 25, caracterizado pelo fato de que inclui ainda uma etapa opcional de adicionar inibidor de hidrato (metanol) ao referido fluido.