BRPI1001534A2

BRPI1001534A2 - Método para liquefazer uma corrente de gás natural, e sistema para liquefazer uma corrente de gás natural

Info

Publication number: BRPI1001534A2
Application number: BRPI1001534-5A
Authority: BR
Inventors: Mark Julian Roberts
Original assignee: Air Prod & Chem
Priority date: 2009-05-05
Filing date: 2010-04-30
Publication date: 2015-08-18
Also published as: JP5502590B2; AU2010201730B2; MX2010004379A; CA2701981A1; KR101223798B1; AU2010201730A1; EP2251625A3; JP2010261038A; EP2251625A2; RU2010117633A; MY148563A; AR076522A1; CN101880560A; KR20120139646A; US20100281915A1; KR20100120268A; TW201040253A; PE20100826A1

Abstract

Método para liquefazer uma corrente de gás natural, e sistema para liquefazer uma corrente de gás natural. Sistema e método para liquefazer uma corrente de gás natural, o método incluindo as etapas de fornecer uma corrente de gás natural desidratada para liquefação; pré- resfriar a corrente de gás natural desidratada em um equipamento de pré-resfriamento, em que o pré-resfriamento é realizado mediante utilizar um agente de pré-resfriamento que consiste essencialmente de um refrigerante hidrofluorcarbono (hfc); resfriar ainda mais a pré- resfriada corrente de gás natural desidratada em um trocador de calor principal através da troca térmica indireta contra um agente de resfriamento hidrocarboneto misto vaporizado para produzir uma corrente de produto gás natural liquefeito, em que o agente de resfriamento de base refrigerante misto compreender etano, metano, nitrogênio, e menos que ou igual a 3 %mol de propano.

Description

MÉTODO PARA LIQUEFAZER UMA CORRENTE DE GÁS NATURAL, E SISTEMA PARA LIQUEFAZER UMA CORRENTE DE GÁS NATURAL

Fundamentos da Invenção Anteriormente processos de liquefação de gás natural pré-resfriado foram divulgados para uso em plataformas Flutuantes de Armazenamento e Descarregamento de Produção (PFADP) - (Floating Production Storage e Offloading platforms (PFSO's) os quais utilizavam CO2 para pré-resfriar uma corrente de alimentação de gás natural, enquanto que uma mistura de refrigerante à base de hidrocarbonetos mistos (RHM) era utilizada para resfriar ainda mais a corrente pré-resfriada para fornecer um produto gás natural liquefeito (GNL). Nesses processos, a corrente de alimentação de gás natural é pré-resfriada contra C02 em ebulição em um ou mais niveis de pressão. O CO2 vaporiza, durante o pré-resfriamento da corrente de alimentação de gás natural a uma temperatura de aproximadamente -35 °C. Os vapores de C02 são, então, comprimidos, resfriados, e condensados para formar o refrigerante C02 liquido para ser recirculado de volta para o processo. A utilização do C02 como agente de pré-resfriamento para liquefação de GNL em uma PFADP, no entanto, tem várias desvantagens. Primeiro, o C02 tem um ponto de congelamento de -56,6 °C temperatura na qual começa a ocorrer a formação do gelo seco. Para evitar problemas operacionais associados com a formação de gelo seco em uma unidade industrial de liquefação, tem sido sugerido que o CO2 a alta pressão, de preferência não seja resfriado abaixo de -40 °C. Supondo que o C02 a alta pressão seja resfriado a -40 °C e uma aproximação de temperatura de pelo menos 3 °C, uma alimentação de gás natural não pode ser resfriada abaixo de -37 °C ao usar o C02 como um agente de pré-resf riamento. Muitas vezes, porém, a alimentação de gás natural deve ser pré-resfriada a temperaturas inferiores a -37 °C, a fim de condensar e remover hidrocarbonetos pesados e aromáticos, com o objetivo de reduzir o valor de aquecimento do produto GNL e/ou prevenção do deslocamento de impurezas por congelamento tais como benzeno, no produto de GNL·. Utilização de C02, portanto, pode evitar a eliminação de quantidades necessárias de tais impurezas na seção de pré-resf riamento .

Por outro lado, a temperatura critica (isto é, a temperatura acima do qual um fluido não pode ser condensado, independentemente da pressão) do C02 é de cerca de 31,1 °C, o que significa que o CO2 não pode ser condensado acima de 31,1 °C. Um ciclo de pré-resfriamento, porém, exige um refrigerante condensado, que forneça refrigeração por ebulição contra uma corrente de carga. Tradicionalmente as PFDAP utilizam água do mar como um refrigerante fornecido ao compressor de refrigeração inter e pós-resfriadores. Assim, se a água do mar está morna, por exemplo, 27 °C, que é a temperatura típica da água de superfície nas regiões tropicais, e assumindo uma aproximação de 10 °C no condensador, o CO2 não pode ser condensado com a água do mar morna, degradando desse modo a eficiência e limitando a aplicabilidade de ciclos de base CO2 para latitudes com água do mar abaixo de aproximadamente 20 °C.

Além disso, o C02 deve ser normalmente comprimido a uma pressão acima de aproximadamente 52 bara para ser eficientemente condensado, o que requer o uso de um revestimento interno do tipo tambor resistente a alta pressão para o compressor. O uso de revestimentos internos do tipo tambor resistente a alta pressão desse modo eleva os custos de capital. Além disso, o ciclo de pré-resfriamento global trabalha com pressões muito mais elevadas do que os ciclos de resfriamento de base gás propano ou hidrofluorcarbonetos. Desse modo o sistema como um todo precisa ser projetado com tubulação resistente a alta pressão, dispositivos de alívio de pressão, etc., que aumentam os custos de capital e aumentam as preocupações com a segurança do gás, especialmente em uma plataforma ao longo da costa onde as distâncias entre o equipamento e as equipes é muito menor que comparado com as unidades situadas em terra.

Sistemas de liquefação de gás natural por pré- resfriamento e processos para o PFDAP1s que utilizam propano (C3H8) para pré-resfriar uma corrente de alimentação de gás natural enquanto que uma mistura refrigerante de hidrocarboneto mistos, que propriamente contém propano, adicionalmente resfria a corrente pré-resfriada a fornecer um produto de gás natural liquefeito, também foram divulgados. Este tipo de processo é conhecido como refrigerante propano misto pré-resfriado, ou processo C3MR, e é utilizado para a fabricação da maioria do GNL produzido no mundo. No "loop" de pré-resfriamento, o propano liquido é expandido a diferentes pressões utilizando válvulas Joule-Thomson (J-T). Os vapores de propano resultantes são alimentados a um compressor de propano que comprime as correntes de vapor a uma alta pressão. A resultante ebulição do propano vaporiza contra a corrente de alimentação de gás natural para pré-resfriar a corrente de alimentação de gás natural. Os vapores propano resultantes são alimentados a um compressor de propano que comprime as correntes de vapor até uma alta pressão. A descarga do propano a alta pressão proveniente do compressor é resfriada contra água do mar e recirculada de volta para dentro do processo de pré-resfriamento. Devido à alta temperatura critica do propano (96,6 °C) versus C02 (31,1 °C), o propano proporciona altos trabalhos de refrigeração para cada megawatt de energia compressiva fornecida em comparação com o C02. Nas clássicas unidade industriais industriais baseadas em terra, o propano pode ser também utilizado no refrigerante hidrocarboneto misto a fim de proporcionar eficiente refrigeração na parte de liquefação do processo.

Embora o propanho tenha sido amplamente utilizado em unidade industriais terrestres como refrigerante de pré-resfriamento, uso de propano também tem desvantagens para o uso em PFDAPs de GNL. 0 propano pode vazar pelos selos do compressor de gás, evaporadores de propano, e por outros pontos no sistema que podem levar a condições perigosas explosivas na superfície ou nas proximidades da superfície da PFDAP. 0 propano apresenta estas condições explosivas perigosas devido as suas várias propriedades únicas. Por exemplo, o propano tem um ponto de ebulição normal de -42,1 °C, o que significa que quando o propano vaza proveniente de qualquer equipamento, ele continua sendo vapor. A densidade de vapor do propano é 1,91 Kg/m3 versus a densidade do ar de 1,20 kg/m3 al5 °C. A densidade de vapor do propano leva o vapor vazado a se assentar nas proximidades da plataforma da PFDAP. 0 vapor tem um baixo limite de f lamabilidade, de menos de 9,5% volume e o Departamento de Transportes do EUA lista o propano como um gás inflamável, emquanto que a Comissão Européia lista o propano como extremamente inflamável ou F+. Pelo fato do propano ser extremamente inflamável, a presença de uma "nuvem" de propano na plataforma de PFDAP pode ser extremamente perigosa.

Além disso, uma PFADP é uma área com espaço restrito e a distância média entre o equipamento e as equipes de operação ou habitantes é significativamente menor que para uma unidade industrial situada em terra. Se um vazamento de propano ocorrer em uma PFDAP, os vapores inflamáveis de proporciona podem provavelmente se propagar para a totalidade das áreas principais da PFDAP em um curto espaço de tempo, expondo a unidade industrial a explosão e/ou risco de incêndio.

Este potencial de risco se torna uma realidade no Piper Alpha, uma plataforma de petróleo e gás que processa condensado de propano no Mar do Norte. Em 6 de ulho de 1988, uma bomba de recuperação do condensado de propano que estaria supostamente em reparo foi acidentalmente iniciada o que levou à dosagem de propano para o meio ambiente bem acima da superfície da plataforma. 0 propano que vazou foi acidentalmente inflamado e resultou em duas explosões muito granes que imediatamente envolveu a sala de controle e a maior parte da embarcação. O acidente resultou em 167 mortes e a plataforma se derreteu. O uso de propano como fluido refrigerante pode, portanto, ser extremamente perigoso, especialmente porque vai exigir inventários propano não apenas na seção de pré-resfriamento, mas também na armazenagem e em uma coluna de "despropanização" para extrair o propano. Em contraste, outros hidrocarbonetos não apresentam uma grande ameaça quanto a do propano. O metano (CH4) é por exemplo, mais leve que o ar com uma densidade de vapor tipica de 0,68 kg/m3 15 °C. No caso do vazamento do metano na plataforma de PFDAP, o metano poderia facilmente dissipar no ar. De modo similar, etano (C2H6) tem uma densidade de 1,28 kg/m3 a 15 °C, que ainda está perto da densidade do ar, reduzindo assim o risco da acumulação de vapores inflamáveis nas proximidades da superfície da PFDAP.

Butanos (C4Hi0) normalmente têm problemas semelhantes aos relacionados com propano. N-butano, por exemplo, tem um ponto de ebulição normal de -0,5 °C e uma densidade de 2,52 kg/m3 a 15 °C, que pode levar à formação de vapores explosivos sobre a superfície PFDAP. Butano, no entanto, tem uma menor tendência a escapar do equipamento da unidade industrial de liquefação, devido à sua alta densidade, o que torna inerentemente mais seguros que o propano. hidrocarbonetos mais pesados (C5 +) são essencialmente líquidos à temperatura ambiente as temperaturas atmosféricas e, portanto, qualquer vazamento resultará em menos vapores nas proximidades da superfície PFDAP.

Assim, devido à sua posição única entre o grupo de hidrocarbonetos alifáticos, propano é considerado o mais perigoso de todos os hidrocarbonetos alifáticos, e que é desejável evitar a utilização nas PFDAPs de GNL. Há, portanto, uma necessidade da arte para um processo que forneça eficiência energética e custo de capital do processo C3MR sem expor, ou pelo menos limitar o uso de refrigerantes inflamáveis na PFDAP. Um refrigerante de pré-resfriamento é necessário o qual irá ter uma temperatura critica superior a 50 °C, terá zero potencial de inflamabilidade, toxicidade potencial zero, baixo impacto ambiental, e um baixo ponto de ebulição normal que permita baixas temperaturas pré-resfriamento.

Breve Sumário Modalidades da presente invenção satisfazem essa necessidade existente na técnica para fornecer um aprimorado sistema de liquefação e método que utiliza um hidrofluorcarboneto (HFC) para pré-resfriar uma corrente de alimentação de gás natural antes de liquefazer a alimentação pré-resfriada utilizando um refrigerante misto (MR) .

Em uma modalidade, um método para a liquefação de uma corrente de gás natural é divulgado, onde o método compreende as etapas de: fornecer uma corrente de gás natural desidratado para liquefação ; pré-resfriar a corrente de gás natural desidratado em um aparelho de pré-resf riamento , onde o pré-resfriamento é feito usando um pré-refrigerante que consiste essencialmente de um refrigerante hidrofluorcarbono (HFC); resfriar ainda mais o fluxo de gás natural desidratado pré-resfriado e pré- resfriar a corrente de gás natural desidratada pré-resfriada em um trocador de calor principal através da troca térmica indireta contra um agente de resfriamento à base de refrigerante hidrocarboneto misto vaporizado para produzir uma corrente de produto gás natural liquefeito, em que o agente de resfriamento à base de gás natural liquefeito misto compreende um agente refrigerante misto que compreende etano, metano, nitrogênio, e menos que ou igual a 3% mol de propano.

Em outra modalidade, um sistema para a liquefação de uma corrente de gás natural é divulgado, onde o sistema compreende: um compressor hidrofluorcarbono (HFC) em multiestágios, um equipamento de pré-resfriamento conectado de forma fluida ao compressor HFC multiestágio, o equipamento de pré-resfriamento compreendendo pelo menos um evaporador para o pré-resfriamento de um corrente de gás natural desidratada usando um refrigerante HFC, como um trocador térmico principal conectado de forma fluida ao equipamento de pré-resfriamento para resfriara ainda mais a corrente de gás natural desidratada pré-resfriada para produzir uma corrente de produto gás natural liquido, em que um agente de resfriamento constituído de refrigerante misto vaporizado compreendendo etano, metano, nitrogênio, e menos que 3% mol de propano forneça refrigerante no trocador de calor principal.

Em ainda uma outra modalidade, um método para a liquefação de uma corrente de gás natural é divulgado, onde o método compreende as etapas de: fornecer uma corrente de gás natural desidratado de liquefação; pré-resfriamento da corrente de gás natural desidratado em um aparelho de pré-resf riamento, onde o pré-resfriamento é feito usando um refrigerante pré-que consiste essencialmente de um refrigerante hidrofluorcarbono (HFC) ; resfriar ainda mais a corrente de gás natural desidratada pré-resfriada em um trocador de calor principal através da troca térmica indireta contra um agente de resfriamento baseado em hidrocarboneto misto vaporizado para produzir uma corrente de produto de gás natural liquefeito, em que o agente de resfriamento de base mistura refrigerante é uma mistura compreendendo uma corrente de metano derivada de uma corrente de gás natural, uma corrente enriquecida de etano, em que a corrente enriquecida de etano é predominantemente etano, e uma corrente de nitrogênio, em que a corrente de nitrogênio é predominantemente nitrogênio.

Breve Descrição dos Desenhos O breve sumario apresentado até o momento, bem como a descrição detalhada apresentada das modalidades representativas, é mais bem entendido quando lido em conjunto com os desenhos anexos. Para os propósitos de ilustrar as modalidades da invenção, é mostrado nos desenhos construções representativas da invenção; todavia, a invenção não está limitada aos métodos específicos e as instrumentalizações reveladas. Nos desenhos: A figura 1 apresenta um fluxograma que ilustra um sistema exemplar e método envolvendo aspectos da invenção; A Figura 2 é um fluxograma que ilustra um sistema exemplar e método envolvendo aspectos da presente invenção; A Figura 3 é um fluxograma que ilustra um sistema exemplar e método envolvendo aspectos da presente invenção; A Figura 4A é um fluxograma que ilustra um sistema condutor exemplar e método envolvendo aspectos da presente invenção, e A Figura 4B é um fluxograma que ilustra um sistema condutor exemplar e método envolvendo aspectos da presente invenção.

Descrição Detalhada Uma modalidade da invenção está voltada ao desenvolvimento de equipamentos de refrigeração criogênica para uso em aplicações de liquefação de GNL, e especialmente para uso em plataformas ao largo da costa baseado no uso de ambos os HFC e misturas de refrigerantes de hidrocarbonetos. Segurança é de suma importância na concepção de qualquer unidade industrial ou ao largo da costa flutuante de processamento de hidrocarbonetos devido à construção compacta, a proximidade dos alojamentos para os equipamentos de processo, e a saida limitada. Modalidades da presente invenção e do processo conseguem alta eficiência de energia por tonelada de produto GNL, eliminando desse modo a necessidade de utilizar refrigerantes altamente eficientes, porém inflamáveis, do tipo propano.

Em uma modalidade, o refrigerante de pré-resfriamento propano altamente inflamável usado no tradicional processo C3MR pode ser substituído por um HFC para pré-resfriar a alimentação de gás natural antes de ser adicionalmente resfriado usando um refrigerante hidrocarboneto misto. 0 HFC utilizado pode ser classificado (classe 1) pela Sociedade Americana de Engenheiros de Aquecimento, refrigeração e Condicionamento de ar (ASHRAE) como sendo não tóxicos sob 400 ppm e não propagam chama a 21 °C e 1,01 bara, tornando-os desse modo seguros para uso em comparação ao propano. ASHRAE classifica um refrigerante para ser do tipo 2 se ele é inflamável em concentrações superiores a 0,1 kg/m3 a 21 °C e 1,01 bara com um calor de combustão inferior Kg/19,000 KJ. ASHRAE classifica um refrigerante a ser do tipo 3 se ele é inflamável em concentrações abaixo de 0,1 kg/m3 a 21 °C e 1,01 bara com um calor de combustão superior Kg/19,000 KJ. O HFC permitirá pré-resfriamento uma temperaturas inferiores a -37 °C, devido a um ponto de ebulição inferior normal para muitos dos HFC's. Por exemplo, R410A que é uma mistura binária de R32 (difluormetano) e R125 (pentafluoretano) tem uma temperatura crítica de 70,1 °C, classificado como um refrigerante Al pela ASHRAE (baixa toxicidade e sem potencial de inflamabilidade), tem um potencial de destruição do ozônio (ODP) igual a zero, e um ponto de ebulição normal de -51,6 °C. O ODP é a tendência de uma molécula para reagir e destruir o ozônio atmosférico em relação ao diclorodiflurometano (CC12F2) , que é atribuído um ODP de 1,0 conforme as disposições do Protocolo de Montreal (1987). Refrigerantes com um ODP inferiores são, portanto, mais desejáveis.

Outro benefício do uso de HFC como um pré-resfriamento do refrigerante é que ele permite a remoção de propano do refrigerante misto mantendo próximo da mesma eficiência de energia de produzir GNL. Isto permite quanto a um processo de refrigerante misto pré-resfriado com HFC que elimina o uso de propano, oferecendo cerca da mesma eficiência como a de uma unidade industrial situada em terra, e ao mesmo tempo, permitindo uma alta quantidade de flexibilidade operacional no processo de liquefação devido às baixas temperaturas de ebulição dos HFC's. O uso de um refrigerante de base HFC pode levar a ganhos de eficiência tão elevada quanto ou até maior do que as do tradicional processo C3MR . Além disso, diversos objetivos finais de HFC comercialmente disponíveis permitem o pré-resfriamento para temperaturas tão baixas quanto -127 °C sem a possibilidade de congelamento. Além disso, a temperatura crítica da maioria dos HFCs comercialmente disponíveis é muito maior que o C02, e portanto os HFCs podem ser usados com alta eficiência de processo sob as mais típicas condições de temperatura da água do mar.

Um outro benefício do uso de propano sobre o HFC é a capacidade de diversos HFCs serem instantaneamente baixados aos níveis de pressão de vácuo (sub-atmosférica) para conseguir temperaturas muito baixas de pré-resfriamento, desse modo possuindo a capacidade para condensar suficientes hidrocarbonetos uma parteir da alimentação. Se propano é instantaneamente baixado aos níveis sub-atmosféricos para conseguir temperaturas baixas (isto é, abaixo de -42 °C), o ingresso de ar para dentro da linha de sucção do compressor, por exemplo, pode potencialmente levar a misturas explosivas. Uma vez que HFCs tipo R410A e R13A, por exemplo, são não inflamáveis, o ingresso de ar não leva à formação de misturas inflamáveis, que é o motivo dele ser aceitável para serem baixados instantaneamente aos níveis sub-atmosféricos.

Devido à viabilidade de se chegar a temperaturas baixas de pré-resfriamento, também é possível, ou quase possível, eliminar, o propano do "loop" principal de refrigerante misto mantendo ainda um aceitável nível de eficiência comercial. O refrigerante misto utilizado para liquefação pode incluir nitrogênio, metano e etano, por exemplo. Teoricamente, o refrigerante misto deve conter zero %mole de propano, no entanto, praticamente, a eliminação total do propano no refrigerante misto pode não ser econômica ou comercialmente viável. 0 metano requerido para o refrigerante misto pode ser produzido no local. O etano usado para preparar o refrigerante misto pode ser obtido uma parteir de fornecedores comerciais, por exemplo, ou podem ser também preparados no local. Quer de origem externa ou produzido no local, o etano é produzido tipicamente como o produto de topo de uma coluna de-etanizadora. Na prática, a pureza do etano proveniente de uma coluna de-etanizadora está limitada pelo número de estágios na coluna e da relação de refluxo. A produção de etano de alta pureza requer um grande número de etapas na coluna de destilação e/ou uma alta taxa de refluxo levando a aumentos de capital e custos operacionais. Assim, na prática, uma pequena quantidade de propano pode ser incluída em um fluxo de etano produzido comercialmente. O metano necessário para a mistura refrigerante é normalmente extraído como uma corrente de vapor (ver fluxo 117 da Figura 1), saindo de um tambor de refluxo de uma coluna de lavagem (ver item 110 da Figura 1) . 0 teor de propano na corrente de metano 117 é uma função da temperatura da corrente da corrente de alimentação pré-resfriada 108 (referindo-se a Figura 1) . À medida que a temperatura da corrente pré-resfriada 108 diminui, mais propano se condensa no tambor de refluxo 110 que leva a um menor teor de propano nas correntes de topo 117 e 114.

Portanto, se um menor teor de propano é desejado na corrente de metano usada para preparar o refrigerante misto, então uma temperatura mais baixa de pré-resfriamento é necessária. O metano também pode ser obtido uma parteir do gás de alimentação desidratado. Em ambos os casos, a recomposição da corrente de metano irá também tipicamente conter algum etano e propano como impurezas, dependendo da operação da unidade industrial e da composição da alimentação de gás natural.

Assim, ambas as fontes de metano e etano contêm pequenas quantidades de propano. Por exemplo, como para as Figuras 2-3, da Gas Processors Supplier Association (GPSA) Engineering Data Book (FPS Version, Vol. 1, 11a Ed., 1998) etano de alta pureza comercialmente disponível contém cerca de 4 %mol de propano. A tabela 1 mostra a variação do teor de propano em um tipico refrigerante misto (onde o refrigerante misto compreende 16,6% mol N2, 40,99 % mol metano, e 42,4% mol de etano). Por exemplo, se menos de 2,0% mol de propano é desejado no refrigerante misto por questões de segurança ou outros fins, então uma corrente de metano de menos de 1,0% em mol de propano deverá ser utilizada ou a corrente de etano deverá conter menos de 4% mol de propano. Nesse caso, etano proveniente de uma coluna de-etanizadora de alta pureza pode ser preferido sobre o etano de grau comercial.

Tabela 1 O pré-resfriamento uma temperaturas mais baixas reduz a carga de remoção de calor no circuito de refrigerante misto. Isso resulta tanto em redução de custos de capital e operacional; equipamento de "loop" de refrigerante misto tal como trocadores térmicos criogênicos e compressores de refrigerantes mistos são geralmente mais custosos que o equipamento de pré-aquecimento. Isto é porque isto é porque os trocadores térmicos de 'loop' de refrigerante misto são mais elaboradamente projetados para suportar as condições criogênicas e também porque os compressores de refrigerantes mistos operam em pressões várias vezes maiores que os compressores de pré-resfriamento levando a uma tubulação e equipamento com paredes mais finas. Portanto, a redução da carga no "loop" de refrigerante misto leva a custos líquidos de capital. Além disso, o "loop" de refrigerante misto requer consumo energético maior proveniente dos compressores para cada KW removido versus o "loop" de pré-resfriamento. Isso é porque, os fatores da compressibilidade média dos refrigerantes de pré-resfriamento tipo HFCs e propano é muito menor que aquele de um tipo refrigerante misto. Portanto, o deslocamento da carga de remoção térmica de pré-resfriamento proporciona redução líquida na energia total de compressão levando a benefícios nos custos operacionais. Todavia, o propano não proporciona flexibilidade ao trabalho de deslocamento para o "loop" de pré-resfriamento devido ao seu ponto de ebulição normal ser relativamente alto (-42 °C) em comparação aos HFCs tipo R410A (-51,6 °C), e os perigos associados com a operação de vácuo. A eliminação, ou iminente eliminação do propano como um refrigerante em qualquer parte na unidade industrial, juntamente com quaisquer custos de equipamento associados e perigos de armazenamento e de produção do propano irá levar a um sistema mais seguro e mais econômico e a um sistema de liquefação mais econômico.

Refrigerantes HFC que são ou refrigerantes de componentes simples ou misturas refrigerantes podem ser usadas para pré-resfriamento. Refrigerantes HPLC de componente único, tal como R134a, têm sido amplamente usados nas indústrias automobilísticas ou outras indústrias de refrigeração, por exemplo. Apenas uns poucos componentes refrigerantes HFC, todavia, satisfazem as múltiplas restrições de serem estáveis, sendo de baixa taxa de inflamação, possuindo baixos potenciais de destruição de ozônio de menos de 0,1, e possuindo um baixo potencial de aquecimento global com eficiente características termodinâmicas de baixas pressões de condensação e baixos pontos normais de ebulição. Portanto, essas misturas são amplamente consideradas como candidatos potenciais para refrigerantes HFC.

Uma ampla faixa de HFCs comerciais são disponíveis permitindo alta flexibilidade no ajuste das temperaturas de pré-resfriamento. Por exemplo, se o GNL precisa ser extirpado de hidrocarbonetos mais pesados (frequentemente para controlar seu valor de aquecimento), a alimentação pode ser necessária ser pré-resfriada a temperaturas abaixo de -40 °C, em eficiências muito elevadas. Em contraste, o C02 não pode ser usado como um pré-resf riamento nessa situação por causa da possibilidade de congelamento.

Misturas refrigerantes HFC consideradas terem baixo "deslizamento com a temperatura" variando entre 0-7 °C, podem ser usadas como o pré-resf riamento. O deslize de temperatura é a diferença de temperaturas entre a do ponto de bolha e a do ponto de orvalho e é devida à alteração na composição à medida que uma mistura ebule gradualmente se movimentando no sentido aos componentes mais pesados à medida que os componentes mais voláteis são expulsos por ebulição. Misturas refrigerante com deslizamentos de temperatura muito pequenos (0-0,1 °C) atuam como componentes simples e são denominadas "misturas azeotrópicas" com baixos deslizamentos de temperatura (isto é, menos que 1 °C) têm sido denominadas "próximas de azeótropos". Por exemplo, a mistura HFC R-410A tem um deslize de temperatura de menos de 0,1 °C.

Refrigerantes de deslizamento em baixa temperatura têm diversos benefícios. Primeiro, refrigerantes de deslizamento em baixa temperatura evitam a composição de se alterar tal que o circuito de refrigeração como um todo, incluindo o equipamento, possa ser projetado para uma composição uniforme. Adicionalmente, o vazamento de um refrigerante de deslizamento em baixa temperatura ou de temperatura zero irá resultar em alteração mínima ou zero na composição do refrigerante contida no sistema de pré-resfriamento.

Segundo, refrigerantes próximos do azeótropo ou azeótropos se comportam diferentemente de seus componentes individuais. Por exemplo, R-410A que é 50/50 em peso de mistura próxima do azeótropo de R32 e R125, tem uma baixa inflamabilidade, ainda que R32 propriamente seja inflamável.

Terceiro, um refrigerante azeotropo irá manter seu peso molecular à medida que a mistura é evaporada em diversos níveis de pressão. Desse modo, vapores que adentram a um compressor a diferentes níveis de pressão, possuem o mesmo peso molecular. Em contraste, a utilização de HFCs com grandes deslizamentos de temperatura pode levar a vapores com pesos moleculares mais altos para adentrar ao compressor o que pode levar a um comportamento imprevisível do compressor, a menos que esquemas robustos de controle da composição sejam implementados.

Um ponto que precisa ser considerado quando do pré-resfriamento com um refrigerante HFC em uma FPSO é a necessidade quanto ao reinicio da pressão completa do compressor de refrigerante de HFC. Muitas unidades industriais de GNL utilizam turbinas de gás do tipo "estrutura" de eixo simples para acionar os compressores de refrigerantes em conjunto com grandes motores elétricos de partida/auxiliares, essas unidades industriais ainda requerem uma grande porcentagem do inventário de refrigerante ser expelido antes do reinicio do compressor. Isso é necessário para reduzir as exigências e energia/torque da turbina e do motor de partida/auxiliar a um nível baixo o suficiente para dar partida no trem de acionamento. O trem de acionamento usualmente consiste de um ou mais compressores e um acionador os quais são todos mecanicamente conectados. 0 expurgo não é uma opção economicamente aceitável com uma unidade de GNL pré-resfriada com HFC, particularmente uma que esteja localizada ao largo da costa, porque o refrigerante é caro para a sua aquisição e transporte, e o armazenamento do HFC pode ocupar um espaço valioso na FPSO. Para satisfazer os requisitos de um inicio pleno de pressão sem expurgo, o acionador deve ser capaz de fornecer o torque necessário para acelerar o trem de acionamento para velocidade máxima sob carga. Isso pode ser feito com um acionador de motor elétrico, uma estrutura multi-eixo, ou uma turbina gás de aero derivativo multi-eixo na medida que eles todos possuem adequada capacidade de torque. 0 requisito de não expurgo dos HFCs em um sistema de liquefação de GNL utilizando pré-resfriamento por HFC não deve ser passível de conjugar com um trem de acionamento de turbina a gás de eixo único sem um motor de partida/auxiliar excepcionalmente grande e o equipamento de geração de energia requerido para o seu acionamento. Essa configuração pode não ser uma solução econômica uma vez que ela pode exigir um grande investimento em equipamento que pode, na maioria dos casos, ser usado ocasionalmente quando a unidade industrial for reiniciada. A Figura 1 ilustra um sistema de liquefação e processo que inclui dois circuitos de refrigeração de acordo com um aspecto da presente invenção. Um ou mais circuitos de refrigeração pode ser acrescentado aos circuitos já ilustrado na Figura 1. O primeiro circuito de aquecimento, ou de pré-resfriamento utiliza um refrigerante de HFC. O segundo circuito de resfriamento ou circuito principal de resfriamento utiliza uma mistura hidrocarboneto. O primeiro circuito de refrigerante que utiliza um HFC como um refrigerante de pré-resfriamento compreende um compressor HFC multiestágio e um equipamento de pré-resfriamento HFC 101. O HFC utilizado no primeiro circuito de refrigeração pode ter preferivelmente as seguintes propriedades: (1) ser de um refrigerante classe A (baixa toxicidade), (2) ser um refrigerante de Classe 1 (baixa inflamabilidade, (3) ter uma ODP não superior a 0,1 (muito baixa depleção de ozônio). ODP de uma molécula compara sua tendência de destruição de ozônio com aquela do diclorodifluormetano (CCl2F2)com as condições de que o protocolo de Montreas; e (4) possuam um baixo Potencial de Aquecimento Global (PAG). Deve ser notado, todavia, que a probabilidade extremamente baixa de emissões em larga escala sob condições normais de operação, as economias de energia, e a conseqüente redução nas emissões de C02 implicam que o critério de PAG não é apenas qualitativo. O HFC usado no primeiro circuito de refrigerante pode também preferivelmente ter as seguintes propriedades: (1) para misturas de HFC, o refrigerante preferivelmente pode ter um deslize de temperatura de menos de 7 °C que é satisfeito por misturas HFC azeotrópicas ou próximas do azeotrópico; (2) o componente HFC ou misturas pode ter uma temperatura critica maior que 50 °C (permitindo o uso do ar ambiente como um agente de resfriamento adicionalmente à água do mar, conferindo desse modo uma maior eficiência); e (3) possuir pontos de ebulição normais que sejam baixos os suficiene para pré-resfriar a corrente de gás natural até a desejada temperatura. Por exemplo, F410A tem uma temperatura normal de ebulição de -51,6 °C mesmo sem operação em vácuo, o que pode permitir quanto a uma suficiente remoção de hidrocarbonetos pesados da corrente de gás natural utilizando fracionamento.

Componentes HFC únicos comercialmente disponíveis tipo R134a, R125, e todos os outros acima que sejam portadores das propriedades acima se qualificam para uso no presente processo para liquefação do GNL. Também misturas HFC comercialmente disponíveis tipo R470C, R410A, R471A, R507, e R422D satisfazem as exigências acima mencionadas. A tabela 2 fornece um sumário de outros HFCs potencialmente puros e misturas de HFC que são classificadas como Al (isto é, sem toxicidade abaixo de 400 ppm e sem potencial para a propagação de chama) , com ODP próximo a zero, e que podem ser usados para o serviço de pré-resfriamento de GNL.

Tabela 2 Retornando à Figura 1, uma corrente de alimentação de gás natural (não mostrada) é pré-tratada para a remoção de óleos de hidrocarbonetos pesados, particulados, C02, e H2S antes being enviada to driers (não mostrado). A secagem pode ser realizada utilizando resfriamento com água do mar se a água do mar estiver substancialmente abaixo de 22°C ou pode ser realizada usando o refrigerante HFC. Após o resfriamento da corrente de alimentação de gás natural a uma temperatura entre 22-25°C, a corrente de alimentação de gás natural e então enviada para leitos secadores onde a umidade é removida (não mostrado). A corrente de alimentação de gás natural desidratada 100 é então enviada para ser pré-resfriada em pressões variando na faixa de entre 30-85 bara. 0 pré-resfriamento da corrente de alimentação desidratada de gás natural 100 é realizado em 1-5 estágios de resfriamento em série, por exemplo, representado pelo equipamento de pré-resfriamento 101. Figura 1 ilustra um sistema de pré-resfriamento em 3 estágios. Esses estágios em série de resfriamento utilizam um refrigerante HFC em temperaturas seqüencialmente descendentes mediante rebaixar as pressões das válvulas J-T tornando o refrigerante HFC fornecido ao estágio de resfriamento (n) mais frio que aquele fornecido ao estágio (n-1), por exemplo. Quanto maior o número de estágios de resfriamento, maior a eficiência do pré-resfriamento devido a aproximações mais próximas da curva de resfriamento. Se houver um total de (n) estágios de pré-resfriamento HFC, então a alimentação se resfria em (n-1) estágios para produzir a corrente pré-resfriamento 102. A corrente pré-resfriada 102 pode então ser enviada a uma coluna de lavagem de hidrocarboneto 103 que remove por lavagem os componentes mais pesados (C3+) da alimentação utilizando uma corrente de refluxo de liquido frio 113 a fim de ajustar o valor de aquecimento do GNL final. Uma corrente de fundo 105 é enviada ou para a corrente de fracionamento ou para armazenamento (não mostrado). Deverá ser notado que devido às restrições de espaço nas FPSOs, a corrente de hidrocarboneto pesado 105 que sai da coluna de lavagem 103 pode ser potencialmente enviada e fracionada em um terminal receptor de GNL. Se o fracionamento é experimentado na plataforma de FPSO, um aspecto da presente invenção também permite quanto ao refrigerante HFC fornecer refrigeração aos condensadores das diversas colunas (tais como desetanizadores) que possam estar envolvidas em um trem de fracionamento. A corrente 104, tomada uma parteir da coluna de lavagem 103, constitui a corrente de topo mais leve. Parte da corrente 104 (isto é, corrente 107) pode ser parcialmente condensada utilizando o equipamento de pré-resfriamento por HFC 101. A corrente de alimentação parcialmente condensada 108 pode ser então combinada com uma parte não condensada da corrente 104 (isto é, corrente 106) para formar a corrente 109 e então enviada a um separador vapor-liquido 110 que desliga o vapor do liquido. A corrente liquida 111 proveniente do separador vapor-liquido 110 pode ser então bombeada na bomba 112 de volta para dentro da coluna de lavagem 103 como a corrente 113 para atuar como o refluxo da coluna. O refrigerante de pré-resfriamento HFC pode ser usado para suprir a totalidade dos trabalhos do condensador de refluxo 110 da coluna de lavagem sem a necessidade de uso do refrigerante principal de liquefação para tal propósito. A utilização do pré-resfriamento por HFC para suprir a totalidade dos trabalhos do condensador de refluxo 110 da coluna de lavagem irá melhorar a eficiência do sistema uma vez que tipicamente os trabalhos de resfriamento fornecidos pelos típicos refrigerantes hidrocarbonetos requerem energia de compressão incrementai muito maiores que para o refrigerante HFC. Isso é por causa dos fatores de compressibilidade significativamente menores dos HFCs quando comparados com os dos refrigerantes de hidrocarbonetos mais leves tais como CH4 e C2H6. O uso de pré-resfriamento por HFC para fornecer a totalidade dos trabalhos do condensador de refluxo 110 da coluna lavadora também reduz o tamanho do trocador principal e liquefação 115 e simplifica as questões de controle e de plano de esboço da unidade industrial. A corrente de vapor 114 proveniente do condensador de refluxo 110 da coluna de lavagem pode ser enviada para a seção criogênica da unidade industrial que condensa totalmente e sub-resfria a corrente de vapor 114 para formar a corrente de produto GNL 116. A seção criogênica compreende o trocador principal de liquefação 115. Na seção criogênica, um ou outro de um refrigerante consistindo de hidrocarbonetos mistos com 0-30 %mol N2 ou N2 puro pode ser usada, por exemplo. Em uma modalidade, o refrigerante principal de liquefação pode ser uma mistura contendo 0-30% N2 e hidrocarbonetos tal como metano (0-50%), etano (0-75%), e butanos (0-50%). Em uma outra modalidade, o refrigerante principal de liquefação pode ser uma mistura compreendendo uma primeira corrente de metano derivada de uma corrente de gás natural, uma segunda corrente, onde a segunda corrente é uma corrente enriquecida de etano que é predominantemente etano, e uma terceira corrente, onde a terceira corrente é uma corrente enriquecida de nitrogênio que é predominantemente nitrogênio. A corrente de metano pode ser derivada do gás natural em um de dois modos. Se corrente de gás natural 100 (ilustrada na Figura 1) é magra (isto é, contém mais que 90 %mol metano e menos que 3 %mol propano) então uma parte daquela corrente pode ser usada para produzir o refrigerante misto. Se corrente de gás natural 100 (da Figura 1) não é magra (isto é, contém mais que 3 %mol propano) então ela pode ser pré-resfriada contra HFC em equipamento de pré-resfriamento 101, lavada em uma coluna de lavagem 103 (da Figura 1) que remove o excesso de propano e outros hidrocarbonetos mais pesados, e adicionalmente pré-resfriada para produzir a corrente de recomposição de metano 117 (da Figura 1) . Esse procedimento assegura que a corrente de recomposição de metano usada para produzir o refrigerante misto contém quantidades de propano baixas o suficiente para atender as questões de segurança.

Com respeito à corrente enriquecida de etano, predominantemente, como aqui utilizado, é definido como significando que a corrente compreende pelo menos 90 %mol etano. Etano comercial de alta pureza pode conter até 10 %mol propano enquanto que o etano preparado "on-site" pode possuir uma pureza muito maior que 90 %mol etano. Desse modo, a pureza mínima da corrente enriquecida de etano é de 90 %mol etano.

Com respeito à corrente enriquecida de nitrogênio, predominantemente como usada aqui, é definida como significando que a corrente compreende pelo menos 97 %mol nitrogênio e um ponto de orvalho mais baixo que -40°C. Unidades dotadas de recheio e geradoras de nitrogênio com base em separação do ar por meio de membranas têm sido comumente usada em aplicações navais para fornecer uma corrente com pelo menos 97 %mol em nitrogênio. Teores de até 99,99 %mol de pureza de nitrogênio podem ser conseguidos com essas unidades em um modo econômico. As membranas são tipicamente operadas em pressões atmosféricas de alimentação de menos de 14 bara e temperaturas de menos de 50 °C. O uso do propano, que é considerado desfavorável para o uso no PFDAP, devido à possibilidade de formação de nuvens inflamáveis ao nivel da superfície, pode ser eliminado, ou quase eliminado quando se utiliza HFC como um pré-refrigerante. trocador de liquefação principal 115 pode ser um trocador de serpentina enrolada, um trocador de placa-aleta, ou qualquer outro trocador tipico para serviços criogênicos. A corrente de vapor 114 pode entrar no trocador de liquefação principal 115 onde é condensada e sub-resfriada e sai como corrente de produto GNL 116, a uma temperatura entre -140 °C a -170 °C e pressão entre 30-85 bara, por exemplo. A corrente de produto GNL condensada e sub-resfriada 116 produto pode ser processada, reduzindo sua pressão em um expansor de líquido (não mostrado) ou uma válvula de flash (não mostrado) para cerca de 1,2 bara, formando gás por expansão instantânea e um produto GNL líquido. O produto GNL pode ser posteriormente enviado para o armazenamento, por exemplo. A corrente principal de refrigerante de liquefação morna, a baixa pressão 130 pode ser enviada ode ser enviada para uma sequência de compressores de resfriamento intermediário 131, 135 onde a corrente 130 primeiramente comprimida no compressor 131 para formar a corrente. 132, resfriada no resfriador intermediário ("intercooler") 133 para formar a corrente 134, adicionalmente comprimida no compressor 135 para formar a corrente 138, e então adicionalmente resfriada no resfriador posterior (''aftercooler") 139 para emergir como uma corrente de fluido a alta pressão 140. Os compressores 131 e 135 são acionados pelo acionador 136. 0 acionador 136 pode ser um motor elétrico ou uma turbina a gás. A corrente de fluido a alta pressão 140 pode estar em pressões variando entre 30-80 bara e uma temperatura ditada por: (1) o agente de resfriamento usado no resfriador intermediário ("intercooler") 133 e resfriador posterior ("aftercooler") 139; e (2) o tamanho do resfriador intermediário ("intercooler") 133 e do resfriador posterior ("aftercooler") 139. Embora Figura 1 ilustre o sistema de compressão por refrigerante misto possuindo um resfriador intermediário ("intercooler") 133 e um resfriador posterior ("aftercooler") 139, múltiplos "intercoolers" e "aftercoolers" podem ser implementados, por exemplo. 0 agente de resfriamento usado no resfriador intermediário ("intercooler") 133 e resfriador posterior ("aftercooler") 139 pode ser ar, ou tipicamente para aplicações em FPSO, água do mar, ou água nova, que é por sua vez resfriada por água do mar, por exemplo. A corrente de refrigerante a alta pressão resfriada 140 pode ser pré-resfriada utilizando equipamento de pré-resfriamento 101 resultando na corrente pré-resfriada 141. A corrente pré-resfriada 141 pode ser separada na forma de corrente refrigerante mais leve 143 e corrente refrigerante mais pesada 144 no separador 142. A corrente refrigerante mais leve 143 pode ser então condensada e sub-resfriada no trocador principal de liquefação 115 para formar a corrente 148, expandida na válvula J-T 149 para gerar corrente refrigerante criogênica 150 possuindo uma temperatura entre -180°C a -120°C, antes dela ser então vaporizada no trocador principal de liquefação 115. A corrente de liquido refrigerante mais pesado 144 pode ser também sub-resfriada no trocador principal de liquefação 115 para formar a corrente 145 onde ela pode ser então expandida na válvula J-T 146 para gerar a corrente refrigerante criogênica 147 para ser também vaporizada no trocador principal de liquefação 115. O presente processo pode também incluir um expansor hidráulico (não mostrado) antes da válvula J-T 146 para melhorar a eficiência.

As correntes refrigerante criogênicas combinadas 147, 150 fervem em temperaturas sucessivamente maiores embora fluindo no sentido do trocador principal de liquefação 115 antes de eventualmente deixar o trocador como uma corrente de vapor 130 no ou ligeiramente acima do ponto de orvalho completando desse modo o "loop" de refrigeração. A Figura 2 ilustra as partes internas do equipamento de pré-resfriamento 101 compreendendo um ou mais evaporadores de HFC. Evaporadores de HFC 222, 226, 230 são usados para resfriar a desidratada corrente de alimentação de gás natural 100 a aproximadamente -100°C a 0°C. Os evaporadores podem ser trocadores do tipo casco-tubo, por exemplo. Trocadores do tipo casco-tubo são também comumente denominados "caldeiras" uma vez que o lado casco consiste de um local de recebimento de HFC em fervura. A corrente de refrigerante HFC 162 (também ilustrada na Figura 1) pode ser de HFC saturado ou preferivelmente sub-resfriado liquido numa temperatura determinada por agente de resfriamento ar ou água do mar bem como pelo tamanho do condensador e sub-resfriador. Por exemplo, típicas aplicações em FPSO resfriado em água do mar pode resfriar a descarga do HFC proveniente de compressor de HFC mult iestágio 158 para 5-20 °C acima das temperaturas da água do mar. A corrente HFC sub-resfriada a alta pressão 162 pode ser dividida na forma de correntes 220, 240. A corrente 220 pode proporcionar o resfriamento à desidratada corrente de alimentação de gás natural 100 embora a corrente 240 possa proporcionar o resfriamento à corrente de refrigerante misto 140. A corrente 220 pode ser em seguida expandida em uma válvula J-T 290 para formar a corrente 221 e então enviada para o local de recebimento de liquido no evaporador 222. A corrente HFC de vapor saturado 223 que sai do evaporador 222 pode ser combinada com a corrente de vapor saturado 243 proveniente do evaporador 242 e a corrente combinada 163 (também ilustrada na Figura 1) pode então ser enviada como uma corrente em paralelo para o bocal de sucção de maior pressão do compressor HFC multiestágio 158 da Figura 1. O HFC liquido em 222 que não ferveu pode ser enviado por meio da corrente 224 para uma outra válvula de redução de fluxo J-T 292 que reduz ainda mais sua pressão e temperatura resultando na corrente 225. A corrente liquida em ebulição 225 pode ser enviada para o evaporador 226 onde ela fornece refrigeração adicional para a corrente 201. A corrente de vapor 227 proveniente do evaporador 226 pode ser combinada com a corrente de vapor 247 proveniente do evaporador 246 e a corrente combinada 164 (também ilustrada na Figura 1) é enviada como uma corrente paralela para o bocal de sucção de pressão intermediária do compressor HFC multiestágio 158. O liquido proveniente de 226 como a corrente 228 podem ser adicionalmente submetida a flash em uma válvula J-T 294 resultando na fervura da corrente 229 e enviada para o local de acumulação da ebulição do liquido no evaporador 230 onde ele pode ser evaporado completamente para formar a corrente de vapor saturado 231. A corrente de vapor saturado 231 pode ser combinada com a corrente de vapor 251 que surge proveniente do evaporador 250 e a corrente combinada 165 (também ilustrada na Figura 1) pode ser enviada para a entrada de sucção de baixa pressão do compressor HFC multiestágio 158. O evaporador 230 atua como condensador para a coluna de lavagem 103. A temperatura do liquido em ebulição no evaporador 230, a pressão de saida da válvula J-T 294 final, bem como o HFC propriamente podem ser decididos através de diversos critérios. Por exemplo, é típico limitar a Válvula Superior de Aquecimento (Higher Heating Valve - HHV) of the GNL que exige a geração de suficiente refluxo para dentro da coluna de lavagem 103 que por sua vez exige temperaturas de fervura suficientemente baixas no evaporador 230. Tipicamente, essa temperatura varia entre -20°C a -80°C embora possam existir exceções em que essa temperatura pode estar fora dessa faixa. Por exemplo, refrigerants do tio R-410A quando expandidos rapidamente até um minimo permissivel de pressão de cerca de 1,25 bara proporcionam uma temperatura de cerca de -50°C. Nesse caso, a temperatura final de pré-resfriamento de cerca de -47 °C pode ser atingida na saída do evaporador 230. Os HFCs podem ser também usados de forma segura em pressões sub-atmosféricas para conseguir temperaturas ainda mais baixas. Um motivo para que isso seja possível, diferentemente do propano, é que misturas ar-HFC são não-inflamáveis, tal que mesmo com algum ingresso de ar, não surgem preocupações com respeito a inflamabilidade. A seleção do refrigerante HFC, portanto, pode ser também governada pela temperatura final de pré-resfriamento que necessita ser conseguida para remover por condensação suficiente quantidade de hidrocarbonetos do gás de alimentação.

Similar ao pré-resfriamento da desidratada corrente de alimentação de gás natural 100 acima, evaporadores 242, 246, 250 podem ser usados para pré-resfriar a corrente refrigerante mista de hidrocarbonetos 140 para produzir uma corrente pré-resfriada 141. A temperatura pré-resfriada do evaporador 242 pode ser idêntica ao evaporador 222, a temperatura do evaporador 246 pode ser idêntica ao evaporador 226, e a temperatura do evaporador 250 pode ser idêntica ao evaporador 230. Em general, se houver (n) estágios de resfriamento, a temperatura de ebulição do HFC em qualquer estágio de pré-resfriamento (k) será idêntica para ambos os evaporadores de alimentação e de refrigerante misto. Desse modo, o vapor HFC saturado que deixa ambos o evaporador de alimentação e de refrigerante misto hidrocarboneto em qualquer dado estágio de pré-resfriamento estarão em pressões idênticas. Isso permite às correntes de vapor serem misturadas e enviadas para um único estágio de compressão, reduzindo desse modo o número de bocais de entrada de compressor.

Uma outra vantagem de utilizar os HFCs como agente de pré-resfriamento é que os HFCs possuem temperatura critica que excede 50,0 °C. Pelo fato da temperatura critica dos HFCs superarem 50,0 °C, o condensador 161 (ilustrado na Figura 1) em seguida do compressor HFC multiestágio não opera na região supercritica. Pelo fato do condensador de HFC 161 seguinte ao compressor HFC multiestágio 158 não operar na região supercritica, o sistema irá, desse modo, operar numa eficiência maior uma vez que a redução do fluxo volumétrico é maior nas condições sub-criticas. Além disso, os HFCs podem fornecer refrigeração para a alimentação e o refrigerante principal de liquefação em diversos estágios de ebulição irá permitir ao sistema compatibilizar a curva de resfriamento a um grau arbitrário de proximidade resultando desse modo em eficiências maiores. O HFC pode ser usado para proporcionar trabalhos de condensação em temperaturas mais baixas que as do propano para um refluxo de coluna de lavagem de hidrocarboneto, simplificando desse modo o projeto da unidade industrial de liquefação e retirando uma parcela do refrigerante hidrocarboneto misto. Esse alivio do refrigerante hidrocarboneto misto irá melhorar a eficiência do sistema e reduzir o tamanho e os custos de capital da dispendiosa seção criogênica da unidade industrial. Além disso, configurações mais simples e mais baratas de processo podem ser usadas sobre uma faixa mais ampla de composições de alimentação e de especificações de produto.

Em uma outra modalidade como ilustrado na Figura 3, o sistema de pré-resf riamento de HFC não é usado para fornecer o trabalho de condensação para a coluna de lavagem 303. Em lugar disso, o refrigerante misto rico em hidrocarboneto é usado para fornecer o trabalho de condensação para a coluna de lavagem 303. A desidratada corrente de alimentação de gás natural 300 é pré-resfriada em dois a quatro estágios de pré-resfriamento em equipamento de pré-resfriamento 301 para produzir uma corrente pré-resfriada 302. A temperatura da corrente pré-resfriada 302 depende da taxa de refluxo na coluna de lavagem 303 e do nivel exigido de remoção de hidrocarboneto. Para uma dada taxa de refluxo, o rebaixamento da temperatura da corrente pré-resfriada 302 aumenta a taxa de remoção de hidrocarboneto na coluna. A corrente de topo 304 que sai da coluna de lavagem 303 adentra ao trocador principal de liquefação 313 onde ela é resfriada e parcialmente liquefeita resultando na corrente 306. A corrente 306 é separada em fase no tambor de refluxo da coluna de lavagem 307 resultando nas correntes 308 e 312. A corrente 308 é bombeada na bomba 309 e então enviada via corrente 310 para a coluna de lavagem 303 como refluxo de coluna. A corrente 312 é reinserida de volta para dentro do trocador principal de liquefação 313 para liquefação, para se tornar uma corrente de produto GNL 316. Deverá ser notado que as correntes restantes e o equipamento mostrado na Figura 3 funcionam de forma similar às correntes em série equivalentes 100 e equipamentos mostrados na Figura 1.

As Figuras 4A e 4B ilustram duas configurações de acionamento de compressor de HFC. A Figura 4A mostra uma configuração em que o compressor HFC 158 é acionado diretamente por meio de um acionador de turbina a gás multieixo 154 (também ilustrada na Figura 1). Turbinas aero-derivadas tais como LM2500, LM6000, ou PGT25 são exemplos comercialmente disponíveis de turbinas multi-eixos. O acionador de turbina multieixo 154 inclui um gerador de gás 456 e um expansor de potência de turbina 457 em eixos separados. A turbina de potência 457 requer um alto torque de partida uma vez que ela é carregada com o compressor HFC multiestágio 158 que é acionado sem expurgar qualquer inventário de HFC. No momento da partida, o compressor de ar 454, acionado pelo gerador de gás 456, é deixado a desenvolver pressão máxima antes da partida da turbina de potência 457. Uma vez o compressor de ar 454 desenvolva pressão plena, a descarga do gás de exaustão com pressão ainda alta proveniente do gerador de gás 456 proporciona o requerido alto torque de partida para a turbina de potência 457. Adicionalmente a possuir alto torque de partida, as turbinas aero-derivadas multieixo também possuem significativa flexibilidade de velocidade devido à flexibilidade para controlar a pressão do gás na saida do combustor 455, na saida do gerador de gás 456, e na saida da turbina de potência 457. Ainda um outro modo de proporcionar um alto torque de partida para o compressor HFC 158 é utilizar uma turbina de vapor diretamente acoplada ao compressor HFC multiestágio 158. A Figura 4B ilustra um compressor HFC multiestágio 158 acionado por motor elétrico. O motor 466 é abastecido de energia a partir de uma fonte de energia 464 ou através da conectividade com a rede de energia na FPSO ou através da conectividade com um gerador elétrico acionado por uma turbina a gás multieixo. Pode haver um acionador de velocidade variável (AVV) que controla a corrente, voltagem, e frequência através das bobinas estatoras do motor para prevenir danos à bobina bem como para prevenir instabilidade na rede. Para um típico motor, o torque de partida (ou torque de desprendimento do rotor) é proporcional a cp x IRot onde cp é a intensidade do fluxo magnético proveniente das bobinas do estator e IRot é a corrente induzida pelo rotor. Por sua vez, φ é proporcional à voltagem do estator. Na velocidade zero do rotor, IRot é proporcional à frequência de rotação do campo do estator e do número de pólos do estator (isto é, 120 x (f/p)) onde f = frequência da voltagem de entrada do estator e p = número de pólos do estator. Portanto, mediante aplicação de uma frequência e voltagem suficientemente altas nos enrolamentos do estator, o rotor pode ser transmitido com um torque de partida que supera o torque de carga consistindo do compressor e o gás HFC que esteja contido dentro dele. Tecnologias de Acionamento de Frequência Variável (AFV) pode ser usada para ajustar a frequência de entrada às bobinas do estator embora mantendo a relação voltagem-frequência com o objetivo de fornecer torque de partida suficientemente alto.

Uma preocupação com compressores HFC ocorre devido aos altos pesos moleculares dos HFCs em comparação com os refrigerantes convencionais de pré-resfriamento usados em servir GNL tipo propano, por exemplo. Embora propano tenha um peso molecular de 44,096, um HFC tipo R410A, que satisfaz toxicidade, inflamabilidade, baixo deslize de temperatura, e outras propriedades desejadas, tem um peso molecular de 72,58. É bem conhecido que a velocidade do som em um fluido é calculado por: (1) onde γ = expoente adiabático do HFC, R = Constante Universal dos Gases (8,314 J/Mol K) , T = Temperatura do HFC em qualquer ponto dentro do compressor, e MW = Peso molecular do HFC. A velocidade do som (C) varia inversamente com a raiz quadrada do peso molecular do fluido. Refrigerantes com pesos moleculares maiores, portanto, dão margem a velocidades sônicas menores. A maioria dos projetos de compressores limitam o número mach da ponta do impulsor (Ma) a niveis sub-sônicos (isto é, menor que 1,0). Ma é calculado por: Ma = Π x RPM x Diâmetro da Ponta / C (2) onde RPM = Revoluções por minuto do impulsor, Π = 3,14159, e C = Velocidade do som como calculado a partir da equação (1). A fim de limitar Ma a niveis sub-sônicos (isto é, menos que 1,0), ou o compressor precisa ser operado em velocidade baixa o suficiente (RPM) ou o diâmetro do impulsor precisa ser baixo.

Operando o compressor em baixas velocidades e/ou utilizando menores diâmetros de impulsor, entretanto, limita a relação teórica politrófica de pressão por estágio como mostrado pela bem estabelecida expressão de compressor centrifugo: (3) onde η = coeficiente politrófico de HFC, ZAvg = Fator de Compressibilidade médio do HFC, R = Constante Universal dos Gases (8,314 J/mol.K), TIn = Temperatura na entrada do impulsor, Pm = Pressão na entrada do impulsor, MW = Peso molecular do gás, e Vt,out = Velocidade tangencial absoluta do HFC na ponta do impulsor. A relação de pressão acima considera que o fluxo para dentro da passagem de entrada do impulsor não tem componente tangencial. Essa velocidade é dada por meio da bem conhecida expressão obtida através do método de triângulos de velocidade: (4) onde Q = Taxa volumétrica de fluxo, β = Ângulo de ponta do impulsor com a direção radial, DT = Diâmetro da ponta do impulsor, e b = Largura do canal de fluxo médio do impulsor. A entrada teórica de potência por unidade de massa requerida é dada por: Potência por Estágio = Vt,out x UT. (5) Para conseguir relações maiores de pressão requeridas para atingir a pressão de condensação do HFC, vários estágios de impulsor-difusor (rodas) podem ser requeridos o que implica que pode haver necessidade da existência de diversos revestimentos de compressor os quais acrescentam custos de capital da unidade de produção industrial. Foi determinado, todavia, que compressores HFC de revestimento único podem ser projetados para HFCs do tipo R410A. A Tabela 3 mostra o impacto de diferentes HFCs e a comparação deles com os convencionais refrigerantes de pré-resfriamento do tipo propano na relação de pressão de um estágio para um fluxo com Q = 75, 000 m3/h, Tm = 10,00°C, e Pm = 2,92 bara que é típico para um dos níveis de pressão de um processo de pré-resfriamento com HFC.

Tabela 3 Para a análise acima, o ângulo do impulsor β foi de 20 graus, o diâmetro da ponta foi l,05m e a largura média do canal foi de 0,05 m. O impulsor girava a 2100 RPM. O estágio é assumido ser aproximadamente isentrópico para simplicidade da demonstração. Isso é especialmente verdadeiro para baixos valores de β que evita a separação da calada limite ao longo da extensão do comprimento da passagem de fluxo da lâmina do compressor. A Tabela 3 ilustra que para essa geometria de impulsor e condições idênticas de entrada, o número Mach number aumenta com o aumento do peso molecular. A Tabela 3 também ilustra que a relação de pressão no estágio é fortemente dependente do peso molecular. Um compressor consegue maior relação de pressão com HFCs em comparação ao propano para o mesmo fluxo volumétrico de entrada, temperatura, e pressão. A Tabela 3 mostra significativa vantagem de alguns HFCs tipo R410A sobre refrigerantes convencionais tipo propano em termos das maiores relações de pressões por estágio para a mesma geometria de compressor e potência de entrada.

Exemplos Nessa ilustração representativa, a desidratada corrente de alimentação de gás natural 100 foi liquefeita para formar GNL utilizando o processo de refrigerante misto HFC pré-resfriado. A desidratada corrente de alimentação total de gás natural 100 que adentra na seção de pré-resf riamento foi em torno de 2,39 mmtpa ou 301,2 tph. A desidratada corrente de alimentação de gás natural 100 proveniente dos leitos secadores (não mostrado na Figura 1) adentraram o evaporador resfriado com HFC 222 a 15 °C e 68,95 bara onde ela foi resfriada a uma temperatura de -4,06 °C. A alimentação foi adicionalmente resfriada no evaporador 226 a uma temperatura de aproximadamente 24,39°C após o que ela foi enviada para a coluna de lavagem 103 como corrente 102. A corrente de refluxo fria 111 na coluna de lavagem 103 induziu a extração de hidrocarbonetos C3+ (propano, butanos, pentano etc.) provenientes da corrente de entrada 102 para produzir a corrente de vapor de topo 104 e uma corrente de fundo com hidrocarbonetos pesados 105. Δ Tabela 4 resume as diversas condições vigentes a partir da ilustração representativa.

Tabela 4 A corrente de hidrocarbonetos pesados 105 foi tipicamente levada a uma coluna de desmetanização onde componentes mais leves tipo metano e etano foram removidos para produzir gás combustível adicional embora o restante da corrente rica em C3+ fosse ou adicionalmente fracionada ou armazenada e transportada. A corrente 107 adentrou ao evaporador 230 para seu resfriamento a -44,39°C para gerar corrente 108 parcialmente condensada, a porção liquida (corrente 111) da qual foi usada como refluxo da coluna de lavagem 103, enquanto que a corrente de vapor 114 foi enviada para o trocador principal de liquefação 115. A tabela 5 contém um sumário das correntes 108, 111, e 114 em torno do condensador da coluna de lavagem 110.

Tabela 5 A Tabela 5 mostra que uma corrente de vapor 114, nesse ponto de orvalho, foi enviada para o trocador principal de liquefação 115 onde ela foi totalmente condensada e sub-resfriada contra correntes de refrigerantes mistos ricos em hidrocarbonetos a fim de produzir corrente 116 numa temperatura de -152,72°C. A corrente 116 foi então expandida em um expansor hidráulico de GNL (detalhes não mostrado) para extrair alguma energia bem como adicionalmente expandi-la em uma válvula J-T para cerca de 1,17-1,38 bara gerando gás por expansão rápida e produto final GNL. A composição do Refrigerante Misto Rico em Hidrocarbonetos (RMH) corrente 130 era de 16,6 %mol N2, 40,99 %mol CH4, e 42,4 %mol C2H6, com um fluxo total de 65,758 lbmol/h. Essa mistura tinha um ponto de orvalho de -62,28°C e um ponto de bolha de -157,87°C. A corrente RMH quente 130 (onde T=-59,5°C, P=8,47 bara) foi deixada para sucção do compressor de baixa pressão 131. Dois estágios de compressão em resfriamento intermediário intensificaram sua pressão para produzir corrente 138 (T=46,50°C, P=61,33 bara) com a ponto de orvalho de -10,33°C e a ponto de bolha de -76,89°C. A corrente RMH, portanto, foi adicionalmente resfriada a -76,89°C para sua conversão em um liquido saturado e posteriormente sub-resfriada para fornecer as requeridas temperaturas de refrigerante. Esse resfriamento foi feito utilizando um resfriador posterior 139, HFC nos evaporadores 242, 246, 250, e a fervura do RMH no trocador principal de liquefação 115. A corrente RMH 141 deixou o evaporador HFC de temperatura mais baixa 250 a -44,39°C e 59,23 bara. A corrente parcialmente condensada 141 foi separada em fase em um tambor 142 para produzir uma corrente de hidrocarboneto mais leve de RMH 143 e uma corrente de hidrocarboneto mais pesado de RMH 144. A corrente 143 foi então condensada e sub-resfriada no trocador principal de liquefação 115 para produzir a corrente refrigerante fria 148 embora a corrente 144 fosse sub-resfriada para produzir a corrente refrigerante 145. As correntes 145, 148 foram adicionalmente expandidas em válvula J-Ts 146, 149 para produzir as correntes refrigerantes de baixa pressão 147, 150 que são então reintroduzidas para dentro do trocador principal de liquefação 115 para fornecer refrigeração a uma corrente de alimentação 114 e correntes de RMH 143, 144. A Tabela 6 mostra as condições de corrente de diversas correntes de RMH nesse circuito.

Tabela 6 0 "loop" de pré-resf riamento de HFC é agora descrito. Referindo à Figura 2, existem 3 estágios de evaporação. O primeiro estágio incluiu evaporadores 222, 242 que resfriam a desidratada corrente de alimentação de gás natural 100 e corrente RMH 140 a -4,06°C mediante ferver correntes de R410A 221, 241 fornecidas a -7,11°C e 6,38 bara. As correntes de vapor 223, 243 provenientes dos evaporadores 222, 242 respectivamente são enviadas para a sucção de alta pressão do compressor de R410A 158. As correntes de liquido não evaporados 224, 244 foram isentalpicamente expandidas rapidamente para 3,03 bara e - 27,39°C resultando nas respectivas correntes 225, 245.

Essas correntes foram enviadas respectivamente para os evaporadores 226, 246 para resfriar a alimentação e misturar o refrigerante para -24,39°C. As correntes de vapor 227, 247 que deixam os evaporadores 226, 246 foram levadas para o bocal de sucção de pressão intermediária do compressor R410A 158. As correntes liquidas 228, 248 que deixam os evaporadores 226, 246 foram isentalpicamente expandidas rapidamente para 1,25 bara e -47,39°C resultando em correntes de refrigerante de baixa pressão 229, 249 respectivamente. As correntes 229, 249 foram completamente vaporizadas para correntes 231, 251 respectivamente e enviadas para o bocal de entrada de baixa pressão do compressor R410A 158. O compressor R410A 158 era um equipamento de 3 estágios que comprimiu as correntes de vapor de baixa pressão 165, média pressão 164, e alta pressão 163 a uma pressão final de 15,58 bara e 65,11°C na corrente 160. A corrente 160 foi então rebaixada da condição de superaquecimento, condensada,e sub-resfriada contra água do mar no trocador 161 para produzir a corrente R410A condensada 162 a 13,58 bara e 15°C e recirculada aos evaporadores R410A completando o "loop" de refrigeração. Nesse caso a taxa total de circulação do R410A foi de 46,119 lbmol/h. A produção total de GNL foi de cerca de 2,39 milhões de toneladas métricas por ano (mmtpa). O compressor R410A 158 exigiu 27 MW. Os compressores MR de resfriamento de estágio intermediário 133 e 135 exigiram 40,5 MW. Uma potência especifica de aproximadamente 270,26 kwh/ton foi realizada.

Diversas turbinas adequadas para ambientes navais ou motores elétricos podem ser usadas como acionadores. Por exemplo, uma GE LM6000 a 26 C que produz emissão de energia classificada de cerca de 28 MW pode ser usada como um acionador para o compressor R410A 158 bem como uma sequência de compressores MR 2x50% . Caixas de redução podem ser utilizadas para ajustar a velocidade do compressor R410A que tende a funcionar em. velocidades mais baixas devido às restrições do número Mach da ponta do impulsor.

Um hidrofluorcarbono contido em um processo em cascata de fluido puro consistindo de uma pluralidade de "loops" de refrigerante similar ao processo em cascata ConocoPhillips delineado na Patente U.S. No. 5.669.234, e aqui incorporado por referência, pode ser também utilizado. Esse processo envolve três "loops" de resfriamento: (1) um "loop" de pré-resfriamento que utiliza propano que pré-resfria a alimentação e um refrigerante de ponto de ebulição mais baixo tipo etano ou etileno; (2) um "loop" de resfriamento intermediário que utiliza etano como refrigerante que resfria ainda mais a alimentação e um refrigerante de ponto de ebulição mais baixo tipo metano; e (3) um "loop" de sub-resfriamento que utiliza metano como refrigerante e sub-resfria a alimentação para temperaturas do GNL. Em uma modalidade, o propano no "loop" de pré-resfriamento do ciclo em cascata pode ser substituído com um dos refrigerantes HFC. O etano no "loop" em cascata com um ponto de ebulição normal de -89 °C pode ser substituído por um HFC de ebulição mais baixa tipo R23 (CHF3) com um ponto de ebulição normal de -82,1°C. O processo da Figura 1 foi também usado para comparar as eficiências de energia em termos de kwh/ton GNL, obtidas a partir de três diferentes refrigerantes de pré-resfriamento: R410A, propano, e C02 com e sem o uso de propano no refrigerante misto. A vazão de alimentação foi mantida fixa e o consumo total de energia do pré-resfriamento e dos compressores de refrigerante mistos foi minimizada. Para uniformidade das comparações, as temperaturas do pré-resfriamento foram ajustadas a pelo menos -37°C a fim de condensar quantidades suficientes de hidrocarbonetos provenientes da desidratada corrente de alimentação de gás natural 100. Em alguns casos, as temperaturas ótimas de pré-resfriamento foram descobertas estarem abaixo de -38°C. Tabela 7 mostra esses resultados.

Os primeiros três processos incluíram propano no refrigerante misto. Os próximos três processos ilustram sem haver propano no refrigerante misto. Para os três processos finais, foi assumido a partir da Tabela 5 (corrente 114) que uma corrente de metano usada para preparar o refrigerante misto contém 2,66 %mol propano. Foi também assumido que uma coluna desetanizadora no local pode ser usada para produzir uma corrente de etano que contém 1,0% propano e 99,0% etano, que é típico na indústria. Um típico refrigerante misto com uma composição de 40,99 % metano e 42,4 % etano irá resultar em um teor de propano de 0,4099 x 2,66 + 0,424 x 1,00 = 1,51 %mol.

Tabela 7 Primeiramente, o processo utilizando C02 tinha um consumo especifico de energia aproximadamente 5-9% maior que aqueles não utilizando C02, tornando o primeiro menos eficiente que os processos com base em pré-resfriamento R410A e propano. Em segundo lugar, a energia específica do processo utilizando refrigerante misto R410A (excluindo propano) foi cerca de 0,42% maior que aquela do processo usando C3MR (incluindo propano). 0 processo C3MR (incluindo propano) foi usado para grandes unidades industriais situadas em terra com a maior eficiência energética possível. Essa comparação demonstra que as penalidades de energia incorridas na eliminação do propano inteiramente do ciclo de liquefação foi insignificante e que a eficiência energética do processo com base em R410A pode ser considerada comparável à maioria das unidades industriais eficientes baseadas em terra. Terceiro, a redução do inventário de propano foi significativa uma vez que a composição de refrigerante misto otimizada para os processos utilizando propano no refrigerante misto envolve de 9-12% mol propano. 0 inventário de propano e os custos de capital são também ainda reduzidos pela eliminação da coluna de destilação e o armazenamento tipicamente provido para produzir propano.

Modalidades da presente invenção podem ser também aplicadas para substituir a mistura refrigerante hidrocarboneto misto com uma mistura de componentes HFC e hidrocarbonetos e um gás inerte do tipo N2. Em tais processos, o pré-resfriamento pode ser realizado através de um refrigerante de ebulição constante (tal como um HFC de componente único ou um HFC azeotrópico) enquanto que a liquefação e o sub-resfriamento da alimentação pode ser realizada usando uma mistura de componentes HFC e nitrogênio. 0 propano na mistura refrigerante hidrocarboneto misto pode ser substituído por um HFC tipo R410A ou R134A, por exemplo. 0 etano pode ser substituído por R23 e o metano pode ser substituído por R14. Em um tal processo, o refrigerante misto HFC pode ser comprimido e resfriado com ar ou água do mar resultando em um refrigerante parcialmente condensado que pode ser separado para produzir um nitrogênio e um vapor rico de baixo ponto de ebulição (corrente 143 nas Figuras 1 e 3) e um líquido rico em HFC de alto ponto de ebulição (144 nas Figuras 1 e 3) . O vapor e o líquido podem ser então resfriados ainda mais e em seguida expandidos para fornecer refrigeração para a alimentação.

Deverá ser também ser notado que pelo fato do refrigerante HFC poder ser usado para substituir o refrigerante propano no tradicional processo C3MR, a vasta experiência com o projeto e a operação do processo C3MR pode, portanto, ser ainda explorada. Por exemplo, o "loop" de refrigerante de pré-resfriamento HFC consiste de diversos evaporadores em série cuja operação é bem estabelecida no tradicional sistema e processo C3MR.

Finalmente, foi verificado que compressores de carcaça única com correntes paralelas podem ser projetados para trabalhar com HFC funcionando em velocidades entre 1700-5000 RPMs que é a faixa operacional normal para uma vasta gama de turbinas aero-derivadas de baixa taxa térmica comercialmente disponíveis.

Embora os aspectos da presente invenção tenham sido descritos em conjunto com as modalidades preferidas das diversas Figuras, é para ser entendido que outras modalidades similares podem ser utilizadas ou modificações ou adições podem ser feitas à modalidade descrita para realizar a mesma função da presente invenção sem se afastar dela. Portanto, a invenção reivindicada não deverá estar limitada a qualquer modalidade em particular, mas ao contrário, deve ser considerada em seu escopo mais amplo de acordo com as reivindicações anexas. - REIVINDICAÇÕES -

Claims

1. MÉTODO PARA LIQUEFAZER UMA CORRENTE DE GÁS NATURAL, o método caracterizado por compreender as etapas de: fornecer uma corrente de gás natural desidratada para liquefação; pré-resfriar a corrente de gás natural desidratada em um equipamento de pré-resfriamento, em que o pré-resfriamento é realizado mediante utilizar um agente de pré-resfriamento que consiste essencialmente de um refrigerante hidrofluorcarbono (HFC); resfriar ainda mais a pré-resfriada corrente de gás natural desidratada em um trocador de calor principal através da troca térmica indireta contra um agente de resfriamento hidrocarboneto misto vaporizado para produzir uma corrente de produto gás natural liquefeito, em que o agente de resfriamento de base refrigerante misto compreender etano, metano, nitrogênio, e menos que ou igual a 3 %mol de propano.

2. Método, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por o método para liquefazer a corrente de gás natural ocorrer em uma plataforma Flutuante de Armazenamento e Descarregamento de Produção (PFADP) -(Floating Production Storage e Offloading platform (FPSO).

3. Método, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por o agente de resfriamento de base refrigerante misto compreender menos que 2 %mol de propano.

4. Método, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por o agente de resfriamento de base refrigerante misto compreender menos que 1 %mol de propano.

5. Método, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por o refrigerante hidrofluorcarbono ser R410A.

6. Método, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por o refrigerante hidrofluorcarbono ter um deslize de temperatura de menos que ou igual a 7°C.

7. Método, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por adicionalmente compreender alimentar a pré-resfriada corrente de gás natural desidratada a uma coluna de lavagem onde a pré-resfriada corrente de gás natural desidratada é retificada e extirpada de uma parcela dos hidrocarbonetos pesados presentes na pré-resfriada corrente de gás natural desidratada, alimentar a retificada e extirpada corrente de gás natural proveniente da coluna de lavagem de volta para dentro do equipamento de pré-resfriamento onde a retificada e extirpara corrente de gás natural é adicionalmente resfriada e parcialmente condensada, separando em um separador a resfriada e parcialmente condensada corrente de gás natural, onde a parcela liquida da corrente de gás natural é bombeada e em seguida enviada para a coluna de lavagem como uma corrente de refluxo, e onde a parcela vapor da corrente de gás natural é enviada para o trocador de calor principal para produzir a corrente de produto de gás natural liquefeito.

8. Método, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por adicionalmente compreender o pré-resfriamento do agente de resfriamento de base refrigerante misto hidrocarboneto no equipamento de pré-resfriamento antes da vaporização no trocador de calor principal.

9. Método, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por adicionalmente compreender: desenvolver pressão em um compressor de ar acionado por um gerador de gás antes de das partida numa turbina de energia, em que a turbina de energia aciona um compressor HFC multiestágio para o pré-resfriamento de pelo menos a corrente de gás natural desidratada para liquefação; e utilizar um gás a alta pressão, e alta temperatura descarregado proveniente do gerador de tas para fornecer a o requerido alto torque de partida para a turbina de energia, em que a partida da turbina de energia ocorre sem expulsão do refrigerante HFC.

10. SISTEMA PARA LIQUEFAZER UMA CORRENTE DE GÁS NATURAL, caracterizado por compreender: um compressor de hidrofluorcarbono (HFC) em multiestágio; um equipamento de pré-resfriamento conectado de modo fluido ao compressor HFC em multiestágio, o equipamento de pré-resfriamento compreendendo pelo menos um evaporador para pré-resfriamento da corrente de gás natural desidratada utilizando um refrigerante HFC; um trocador de calor principal conectado de modo fluido ao equipamento de pré-resfriamento para resfriar ainda mais a pré-resfriada corrente de gás natural desidratada para produzir uma corrente de produto gás natural liquido, em que um agente de resfriamento de base refrigerante misto vaporizado compreendendo etano, metano, nitrogênio, e menos que ou igual a 3 %mol de propano proporciona refrigeração no trocador de calor principal.

11. Sistema, de acordo com a reivindicação 10, caracterizado por o sistema operar em uma plataforma Flutuante de Armazenamento e Descarregamento de Produção (PFADP) - (Floating Production Storage e Offloading platform (FPSO)

12. Sistema, de acordo com a reivindicação 10, caracterizado por em que o agente de resfriamento de base refrigerante misto vaporizado que compreende menos que ou igual a 2 %mol de propano proporcionar refrigeração no trocador de calor principal.

13. Sistema, de acordo com a reivindicação 10, caracterizado por adicionalmente compreender um acionador de turbina a gás multieixo para fornecer energia ao compressor HFC em multiestágio, o acionador de turbina a gás multieixo compreendendo: uma turbina de energia conectada ao compressor HFC em multiestágio em um primeiro eixo; um gerador de gás conectado de modo fluido a uma turbina de energia em um segundo eixo; um compressor de ar conectado ao gerador de gás no segundo eixo; e um combustor conectado de modo fluido ao compressor de ar e ao gerador de gás para fornecer gás a alta pressão e alta temperatura para o gerador de gás.

14. Sistema, de acordo com a reivindicação 10, caracterizado por adicionalmente compreender uma montagem de motor elétrico para fornecer a energia ao compressor multiestágio, a montagem de motor elétrico compreendendo: um motor elétrico conectado ao compressor HFC em multiestágio; um suprimento de energia conectado ao motor elétrico.

15. Sistema, de acordo com a reivindicação 14, caracterizado por o suprimento de energia ao motor elétrico ser uma rede de energia de uma plataforma Flutuante de Armazenamento e Descarregamento de Produção (PFADP) -(Floating Production Storage e Offloading platform (FPSO) ou um gerador elétrico acionado por uma turbina a gás multieixo.

16. Sistema, de acordo com a reivindicação 10, caracterizado por o evaporador ser um evaporador do tipo casco-tubo.

17. Sistema, de acordo com a reivindicação 10, caracterizado por o trocador de calor principal ser um trocador de serpentina enrolada.

18. Sistema, de acordo com a reivindicação 10, caracterizado por adicionalmente compreender um conduto entre o trocador de calor principal e o equipamento de pré-resfriamento para alimentação do agente de resfriamento de base refrigerante misto ao equipamento de pré-resfriamento antes da vaporização do agente de resfriamento de base refrigerante misto no trocador de calor principal.

19. MÉTODO PARA LIQUEFAZER A CORRENTE DE GÁS NATURAL, o método caracterizado por compreender as etapas de: fornecer uma corrente de gás natural desidratada para liquefação; pré-resfriamento da corrente de gás natural desidratada em um equipamento de pré-resfriamento, em que o pré-resfriamento é realizado mediante utilizar um agente de pré-resfriamento que consiste essencialmente de um refrigerante hidrofluorcarbono (HFC); resfriar ainda mais a pré-resfriada corrente de gás natural desidratada em um trocador de calor principal através de troca térmica indireta contra um agente de resfriamento hidrocarboneto misto vaporizado para produzir uma corrente de produto gás natural liquefeito, em que o agente de resfriamento de base refrigerante misto é uma mistura compreendendo uma corrente de metano derivada a partir de uma corrente de gás natural, uma corrente enriquecida de etano, em que a corrente enriquecida de etano é predominantemente etano, e uma nitrogênio corrente, em que a corrente de nitrogênio é predominantemente nitrogênio.

20. Método, de acordo com a reivindicação 19, caracterizado por o método para liquefazer a corrente de gás natural ocorrer em uma plataforma Flutuante de Armazenamento e Descarregamento de Produção (PFADP) -(Floating Production Storage e Offloading platform (FPSO).