EP4004467A1 - Procédé de récupération d'énergie frigorifique avec production d'électricité ou liquéfaction d'un courant gazeux - Google Patents

Procédé de récupération d'énergie frigorifique avec production d'électricité ou liquéfaction d'un courant gazeux

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EP4004467A1
EP4004467A1 EP20754325.7A EP20754325A EP4004467A1 EP 4004467 A1 EP4004467 A1 EP 4004467A1 EP 20754325 A EP20754325 A EP 20754325A EP 4004467 A1 EP4004467 A1 EP 4004467A1
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EP
European Patent Office
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passage
working fluid
stream
cold
heat exchange
Prior art date
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Withdrawn
Application number
EP20754325.7A
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German (de)
English (en)
Inventor
Emilien REDON
Patrick Le Bot
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Air Liquide SA
LAir Liquide SA pour lEtude et lExploitation des Procedes Georges Claude
Original Assignee
Air Liquide SA
LAir Liquide SA pour lEtude et lExploitation des Procedes Georges Claude
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Air Liquide SA, LAir Liquide SA pour lEtude et lExploitation des Procedes Georges Claude filed Critical Air Liquide SA
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Withdrawn legal-status Critical Current

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    • F25J1/0292—Refrigerant compression by cold or cryogenic suction of the refrigerant gas
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    • F17C2227/0309—Heat exchange with the fluid by heating using another fluid
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    • F25J2290/62—Details of storing a fluid in a tank

Definitions

  • the present invention relates to a method of recovering refrigeration energy from a cold stream for producing electrical energy from at least one Rankine cycle or liquefying a feed stream.
  • the cold stream is a stream of cryogenic liquid such as liquefied natural gas
  • the stream can be regasified in order to be distributed in distribution networks while enhancing its refrigeration content.
  • the liquefied natural gas (LNG) must be regasified, or in other words revaporized, at a pressure of the order of 10 to 90 bar depending on the network.
  • This flashback takes place in LNG terminals, generally at room temperature by exchanging heat with seawater, possibly seawater heated with natural gas.
  • the refrigeration content of the liquefied natural gas is then in no way valued.
  • a known method is based on a direct expansion of natural gas. Liquefied natural gas is pumped at a pressure greater than that of the distribution network, vaporized by heat exchange with a hot source such as sea water, then expanded to network pressure in an expansion turbine associated with an electric generator.
  • thermodynamic cycles using an intermediate fluid, or working fluid.
  • a working fluid is vaporized under pressure against a hot source such as sea water in a first heat exchanger, then expanded in a turbine coupled to an electric generator. .
  • the expanded working fluid is then condensed in a second exchanger against LNG which is used as a source cold cycle. This results in a low pressure liquid working fluid which is pumped and returned at high pressure to the first exchanger, thus closing the cycle.
  • the Rankine cycle can operate with water as the working fluid for applications such as geothermal heat recovery, the use of organic fluids evaporating at low temperature makes it possible to exploit cold sources at low temperature. low temperature. This is referred to as the organic Rankine cycle or ORC cycle (for Organic Rankine Cycle).
  • ORC cycles are conventionally industrialized using LNG as a cold source and sea water as a hot source. These cycles make it possible to regasify a stream of LNG while producing electricity with energy yields of the order of 20 kWh per tonne of vaporized LNG, that is to say 0.015 kWh / Nm 3 .
  • the object of the present invention is to resolve all or part of the above-mentioned problems, in particular by proposing a process for recovering refrigeration energy offering increased flexibility in order to be able to adapt to fluctuations in the demand for electricity.
  • the solution according to the invention is then a process for recovering cooling energy from a cold stream, in a system comprising a storage tank, at least one electric generator and at least one heat exchange device comprising several passages configured for the flow of fluids to be placed in a heat exchange relationship, said method comprising, in a first mode of operation, the following steps:
  • step b) introduction of the first working fluid expanded in step b) in at least a third passage and condensation of at least part of said first working fluid against at least the cold current flowing in at least a fourth passage in relation to d 'heat exchange with at least the third passage,
  • step d) exit of the first working fluid at least partially condensed in step c) from the third passage, raising the pressure of said first working fluid to the first pressure and reintroduction into the first passage, characterized in that, in a second mode of operation, said method comprises the following steps:
  • the invention may include one or more of the following characteristics:
  • the method further comprises the following steps:
  • step f) introduction of the feed stream from step f) into a supercooler, i) output of the supercooler feed stream and expansion in a third expansion member so as to form a gas phase and a liquid phase of said feed stream,
  • the cold stream leaving the fourth passage is introduced into at least an eighth passage, the method comprising, in the first operating mode, the following additional steps: m) introduction of a second working fluid having a second high pressure in at least a fifth passage and vaporization of at least a part of said second working fluid against at least a second hot stream flowing in at least a sixth passage in relation heat exchange with at least the fifth passage,
  • step m) outlet of the second working fluid at least partially vaporized in step m) from the fifth passage and expansion to a second low pressure, with Pb2 less than Ph2, in a second expansion member cooperating with a second electric generator of way to produce electrical energy
  • step n) introduction of the second working fluid expanded in step n) in at least a seventh passage in heat exchange relationship with at least the eighth passage, and condensation of at least part of said second working fluid against the current cold circulating in the eighth passage,
  • step g) exit of the second working fluid at least partially condensed in step g) from the seventh passage, raising the pressure of said second working fluid to the second high pressure and reintroduction of said second working fluid at least partially condensed to step g) in the fifth passage.
  • step f introduction of the feed stream into at least an eleventh passage in heat exchange relationship with the eighth passage, r) cooling, optionally with condensation of at least part of said stream d 'supply against the cold current so as to obtain, at the outlet of the eleventh passage, a cooled feed stream, and introduction of said cooled feed stream into the tenth passage.
  • step s) outlet of the second working fluid at least partially vaporized in step s) from the fifth passages and expansion to a second low pressure, with Pb2 less than Ph2, in a second expansion member cooperating with a second electric generator so as to produce electric energy
  • step w) exit of the second working fluid at least partially condensed in step w) from the second passage, raising the pressure of said second working fluid to the second high pressure and reintroduction of said second working fluid at least partially condensed to step w) in the fifth pass,
  • the first hot stream flowing in step a) being formed at least in part by the second working fluid flowing in step u) in the passage
  • step f) prior to step f), introduction of the feed stream into at least an eleventh passage in a heat exchange relationship with at least the eighth passage, x) cooling, optionally with condensation of at least a part, of said feed current against the cold current so as to obtain, at the output of the eleventh passage, a cooled feed stream, and introduction of said cooled feed stream into the tenth passage.
  • the first working fluid and the second working fluid are organic fluids, the first working fluid and the second working fluid respectively comprising a first mixture of hydrocarbons and a second mixture of hydrocarbons, preferably the first and the second second mixture of hydrocarbons each contain at least two hydrocarbons chosen from methane, ethane, propane, butane, ethylene, propylene, butene, isobutane, optionally added with at least one additional component chosen among nitrogen, argon, helium, carbon dioxide, neon.
  • the first working fluid and the second working fluid are organic fluids, the first working fluid and the second working fluid being pure substances consisting respectively of a first hydrocarbon and a second hydrocarbon.
  • the feed stream is formed predominantly, preferably totally or almost entirely, of an air gas, preferably nitrogen, oxygen or argon.
  • the cold stream is a stream of liquefied hydrocarbons such as liquefied natural gas or a stream of cryogenic liquid chosen from: a stream of liquefied nitrogen, a stream of liquefied oxygen, a stream of liquefied hydrogen.
  • the first hot stream, the second hot stream and / or the third stream are formed from sea water, preferably sea water introduced at a temperature strictly above 0 ° C, preferably between 10 and 30 ° C, sea water having possibly undergone a preliminary reheating step.
  • the method is operated selectively according to the first operating mode or the second operating mode.
  • the selection of the first or of the second operating mode is carried out as a function of the value of at least one parameter representative of a demand for electricity, preferably, the method comprises at least one step of determining at least one value instantaneous electrical power and / or electrical energy consumed on an electricity supply network and / or by an industrial installation, the method being operated in the first operating mode when said value is greater than or equal to a predetermined threshold or in the second operating mode when said value is less than the predetermined threshold.
  • the flow rates of at least one of at least one of: the first hot stream, the second hot stream, the first working fluid and / or the second working fluid and / or the second working fluid are reduced or even stopped. job.
  • the process is operated simultaneously according to the first operating mode and the second operating mode so as to simultaneously produce electrical energy and an at least partially liquefied supply current, said process including at least one step of adjusting the operation by means of a variation in the flow rate of circulation of at least the first working fluid and / or the second working fluid (W2).
  • the feed stream from step f) has a pressure of at least 5 bar, preferably at least 20 bar, more preferably at least 30 bar.
  • the cold stream leaving the eighth passage is introduced into at least a ninth passage to be reheated there against the second hot stream, the second working fluid and / or a third hot stream and the supply stream is introduced, prior to its introduction into the eleventh passage, into at least a thirteenth passage in heat exchange relation with at least the ninth passage.
  • the first, second, third, fourth, fifth, sixth, seventh, eighth, ninth, tenth, eleventh, twelfth and / or thirteenth passages form part of at least one heat exchanger of the brazed plate type, said exchanger comprising a stack of several parallel plates spaced apart from each other so as to delimit between them several series of several passages within said exchanger.
  • the feed stream is introduced in the gaseous state into the tenth passage, the eleventh passage and / or the thirteenth passage and comes out completely condensed from the tenth passage, preferably at a temperature between -200 and -130 ° C, preferably between -170 ° C and -130 ° C, more preferably between -160 ° C and -140 ° C.
  • the invention relates to an installation for recovering cooling energy from a cold stream, in a system comprising a storage tank, at least one electric generator and at least one heat exchange device comprising several passages configured for the flow of fluids to be placed in a heat exchange relationship, said installation comprising:
  • a first expansion member arranged downstream of said first passage and configured to reduce the pressure of the first working fluid leaving the first passage from a first high pressure to a first low pressure
  • a first pressure-lifting member arranged downstream of said third passage and configured to increase the pressure of the first working fluid leaving the third passage from the first low pressure to the first high pressure, said installation further comprising:
  • said installation further comprises:
  • a second expansion member arranged downstream of said first passage and configured to reduce the pressure of the second working fluid leaving the fifth passage from a second high pressure to a second low pressure
  • a second pressure-lifting member arranged downstream of said second passage and configured to increase the pressure of the second working fluid leaving the second passage from the second low pressure to the second high pressure
  • the supply current introduced into the tenth passage is cooled, possibly at least in part condensed, against the cold stream prior to its introduction into the tenth passage.
  • the invention relates to a system formed by an installation according to the invention, a production unit, such as an air separation unit by cryogenic distillation, capable of producing a feed stream at at least an output of said production unit, said at least one outlet being fluidly connected to said installation.
  • a production unit such as an air separation unit by cryogenic distillation
  • natural gas refers to any composition containing hydrocarbons including at least methane. This includes a "crude” composition (prior to any treatment or washing), as well as any composition that has been partially, substantially or fully treated for the reduction and / or elimination of one or more compounds, including, but not limited to. limit, sulfur, carbon dioxide, water, mercury and some heavy and aromatic hydrocarbons.
  • Fig. 1 schematically shows a process for recovering refrigeration energy according to one embodiment of the invention.
  • Fig. 2 schematically shows a process for recovering cooling energy according to another embodiment of the invention.
  • Fig. 3 shows diagrammatically a process for recovering cooling energy according to another embodiment of the invention.
  • Fig. 4 shows schematically a process for recovering cooling energy according to another embodiment of the invention.
  • Fig. 5 shows schematically a process for recovering cooling energy according to another embodiment of the invention.
  • Fig. 6 shows exchange diagrams obtained in methods according to embodiments of the invention.
  • the method according to the invention is implemented in particular by means of at least one heat exchange device, which can be any device comprising passages suitable for the flow of several fluids and allowing direct or indirect heat exchanges. between said fluids.
  • the various process fluids circulate in one or more heat exchangers of the brazed plate and fin type, advantageously formed from aluminum.
  • These exchangers make it possible to work under low temperature differences and with reduced pressure drops, which improves the energy performance of the liquefaction process described above.
  • Plate heat exchangers also offer the advantage of obtaining very compact devices offering a large exchange surface in a limited volume
  • exchangers comprise a stack of plates which extend in two dimensions, length and width, thus constituting a stack of several series of passages, some being intended for the circulation of a circulating fluid, in this case the working fluid of the cycle, others being intended for the circulation of a refrigerant, in this case the cryogenic liquid such as liquefied natural gas to vaporize.
  • Heat exchange structures such as heat exchange waves or fins, are generally arranged in the passages of the exchanger. These structures include fins that extend between the plates of the exchanger and increase the heat exchange surface of the exchanger.
  • exchangers can however be used, such as plate exchangers, shell and tube exchangers ("Shell and tubes” in English), or assemblies of the "core in kettle” type. that is to say plate or plate and fin exchangers embedded in a shell in which the refrigerant vaporizes.
  • the exchangers are tube exchangers
  • the passages can be formed by the spaces in, around and between the tubes.
  • Fig. 1 schematically shows a process for recovering cold from a cold stream F of hydrocarbons.
  • the cold stream F can be natural gas.
  • a single Rankine cycle is implemented by means of a first exchanger E1 and a second exchanger E2.
  • the exchangers E1, E2 each comprise a stack of several plates (not visible) arranged parallel one above the other with spacing in a so-called stacking direction, which is orthogonal to the plates.
  • a passage is formed between two adjacent plates.
  • the gap between two successive plates is small compared to the length and width of each successive plate, so that each passage of the exchanger has a parallelepipedal and flat shape.
  • the passages intended for the circulation of the same fluid form a series of passages.
  • Each exchanger comprises several series of passages configured to channel the different fluids of the process parallel to an overall direction of flow z, the passages of a series being arranged, in whole or in part, alternately and / or adjacent to all or part of passages from another series.
  • the sealing of the passages along the edges of the plates is generally ensured by lateral and longitudinal sealing bars fixed to the plates.
  • the side sealing bars do not completely close the passages but leave inlet and outlet openings for the introduction and discharge of fluids.
  • These inlet and outlet openings are joined by collectors, generally semi-tubular in shape, ensuring a homogeneous distribution and recovery of the fluid over all the passages of the same series.
  • passage can be part of a series of several passages intended for the flow of the same fluid.
  • the first exchanger E1 acts as a vaporizer in the Rankine cycle. As seen in Fig. 1, a first working fluid W1 circulates in at least a first passage 1 from an inlet 1a to an outlet 1b. A first hot stream is introduced into the first exchanger from an inlet 21 to an outlet 22. The first working fluid W1 is vaporized at least partially by heat exchange with the first hot stream C1.
  • the first vaporized working fluid W1 is expanded in a first expansion member, preferably a turbine, coupled to an electric generator G converting the kinetic energy produced by the expanded fluid into electrical energy.
  • a first expansion member preferably a turbine
  • the first working fluid W1 enters the second heat exchanger E2 from an inlet 31 to an outlet 32 of at least a third passage 3.
  • first working fluid W1 resulting from the expansion in the first member can optionally be in the two-phase state and be introduced with or without separation of the liquid and gas phases upstream of the second exchanger E2.
  • the first working fluid W1 is placed in a heat exchange relationship with the cold stream F circulating in at least a fourth passage 4 of the second exchanger E2 from an inlet 41 to an outlet 42.
  • the first working fluid W1 is condensed by heating the first cold stream F1 and leaves in the liquid state through the outlet 32 to be then returned to the first exchanger E1, after pressurization by a pressure-lifting member such as a pump, which closes the Rankine cycle .
  • the cold stream F is introduced through the inlet 41 of the second exchanger E2 in the liquid state, preferably completely liquid, and exits at least partially, preferably completely vaporized through the outlet 42.
  • hot stream or “cold stream” is meant a stream formed from one or more fluids providing a source of heat or cold by heat exchange with another fluid.
  • the Rankine cycle described above is implemented in a first mode of operation in which the method according to the invention ensures recovery of the refrigeration content of the cold stream F in order to produce electricity.
  • the method further has a second mode of operation, in which the refrigeration content of the cold stream F is recovered not to produce electricity but to liquefy a feed stream.
  • a supply stream 200 is introduced into at least a tenth passage 10 of the second exchanger E2 which is in a heat exchange relationship with at least the fourth passage 4 in which the cold current F.
  • Au circulates.
  • at least part of the feed stream 200 condenses against the cold stream F, giving rise, at the outlet of passage 10, to a feed stream 201 which is at least partially liquefied, preferably completely liquefied.
  • the cold stream F flows against the current with the supply stream 200 in the first operating mode and / or against the current with the working fluid W1 condensed in the second exchanger E2 in the second operating mode.
  • the cold stream F can be vaporized in whole or in part in the passage 4 against the working fluid W1, that is to say by heat exchange with the working fluid W1.
  • the feed stream 201 thus obtained is sent to a storage tank 203.
  • the at least partially liquefied stream 201 can thus be stored at a storage pressure preferably between 1 and 10 bar, preferably between 1 and 5 bar and at a cryogenic temperature of the order of the equilibrium temperature of the fluid at the storage pressure.
  • the feed stream 201 can optionally be expanded in a third expansion member 202 so as to form a gas phase and a liquid phase of said feed stream 201.
  • a third expansion member 202 so as to form a gas phase and a liquid phase of said feed stream 201.
  • Such an expansion of the at least partially liquefied feed stream 201 is carried out when the storage in the tank 203 is carried out at atmospheric pressure or at least at a relatively low pressure compared to that of the liquefaction network which can go up to 20 bar, even up to 40 bar. This is because the liquefaction of the feed stream 200 occurs more efficiently in the exchanger when working at these high pressures.
  • the method of the invention allows efficient recovery of the frigories from the cold stream F with increased flexibility since the frigories can be used to generate electricity or to liquefy a feed stream, the choice of the operating mode being made according to the requirements. needs of the moment.
  • the cold stream is a cryogenic liquid, in particular natural gas
  • the method makes it possible to regasify the cold stream while enhancing its refrigeration content. Switching from one of the operating modes to the other is relatively simple and does not require modifying the industrial installation.
  • the liquefaction of feed streams makes it possible to build up stocks of fluid in the liquid state at reduced costs in order to ensure continuity of gas supply, for example when a production plant is shut down. .
  • Fig. 1 illustrates a configuration in which, optionally, the feed stream 201 issuing from the passages 10 circulates in a supercooler 205 prior to its expansion and its introduction into the storage tank 203.
  • supercooler is meant any heat exchange device configured to produce at its outlet a liquid at a temperature below its equilibrium temperature at the operating pressure.
  • the feed stream 201 is expanded in the third expansion member 202, forming a gas phase and a liquid phase (so-called “flash” phenomenon) which are introduced together into the reservoir 203.
  • flash phenomenon
  • This configuration offers the advantage of recovering the frigories of the gas stream 204 which are usually removed from storage and lost.
  • the gas stream 204 can be compressed in a compression device to form a compressed gas stream 206 which can be recycled into the feed stream 200 before introduction into the tenth passage 10.
  • the at least partially liquefied feed stream 201 is introduced directly into the reservoir 203.
  • the method according to the invention operates alternately between the first and the second mode of operation.
  • the selection between the first and the second mode is carried out according to the determination of at least one parameter representative of an electricity demand.
  • the method can be operated in the first operating mode when the parameter is greater than or equal to a predetermined threshold or in the second operating mode when the parameter is less than the predetermined threshold.
  • the flow rates in the heat exchange passages of at least one of at least one of: the first hot stream C1, the second hot stream C2, the first working fluid are stopped. W1 and / or the second working fluid W2.
  • the method can comprise at least one step of determining at least one instantaneous electric power and / or electric energy value which can be predetermined or else measured on an electricity supply network or an industrial installation, for example from direct measurements of the physical parameters of the installation, such as the electric supply voltage, the intensity of the electric current delivered, ... or else from a history of consumption of said installation.
  • consumption can be determined instantaneously or from a data history, depending for example on the time of day or the time of year.
  • the method is operated in the first operating mode when said value is greater than or equal to a predetermined threshold or in the second operating mode when said value is less than the predetermined threshold. This makes it possible to erase the consumption peaks of said installation and thus reduce the voltages on the electrical network.
  • the method may include a step of determining at least one other value of instantaneous electrical power and / or electrical energy produced by a separate electricity production unit.
  • the method is operated in the first operating mode when said value is less than or equal to another predetermined threshold or in the second operating mode when said value is greater than the other predetermined threshold. It is thus possible to adapt to an intermittent production of electricity, as is the case for example in photovoltaic or wind power production, in particular by choosing to use the frigories of the cold current to liquefy the supply current when surplus energy is produced by the production unit.
  • first and the second modes it is also possible to envisage operating the process simultaneously according to the first and the second modes.
  • part of the frigories of the cold stream is recovered to produce electrical energy and another part of the frigories of the cold stream is used to liquefy the feed stream.
  • the first mode and the second mode are adapted so as to produce more liquefied supply current and less electrical energy when the demand for electricity decreases and vice versa when the demand for electricity increases.
  • One adaptation mode may be to vary the flow rate of circulation of at least the first working fluid W1 and / or the second working fluid W2 in their respective passages
  • An increase in the flow rate of circulation of the working fluid (s) produces the opposite phenomenon and therefore favors the production of electricity when demand requires it, while continuing to produce a reduced quantity of liquid current.
  • the method according to the invention operates so as to produce either electrical energy only, or both electrical energy in a substantially reduced rate and liquid feed stream.
  • the second mode of operation it is thus possible to implement reductions in fluid flow rates for the first fluid W1 and / or the second fluid W2 of between 2 and 50%, preferably at least 5% and / or at most. 20%, more preferably between 5 and 15%.
  • the reduction in flow rate applied to the first fluid is greater than the reduction applied to the second fluid.
  • the method according to the invention can implement in the first mode of operation, a combination of several Rankine cycles in order to increase the energy efficiency of the method.
  • Fig. 2 illustrates the combination of a first and a second Rankine cycle according to a first variant embodiment. It being understood that a method according to the invention can comprise a number greater than two Rankine cycles combined according to the same principles as those set out below in the case of two Rankine cycles, whether in the first variant or the second variant described below.
  • the first Rankine cycle is implemented by means of a first exchanger E1 and a second exchanger E2, in accordance with the description of the simple cycle given above.
  • the second Rankine cycle uses a second working fluid W2, preferably of different composition from that of the first working fluid W1.
  • the second working fluid W2 is introduced into a third exchanger E3 through an inlet 51 to an outlet 52 and circulates in at least a fifth passage 5 in which it is vaporized at least partially by heat exchange with a second hot stream C2 circulating in at least a sixth passage 6 between an inlet 61 and an outlet 62.
  • the second working fluid W2 is expanded according to the same principles as the first cycle and introduced, optionally in the two-phase state and optionally with phase separation before introduction, into a fourth heat exchanger E4 from an inlet 71 up to at an outlet 72 of at least a seventh passage 7 in which it is condensed by heating a second cold stream F2 circulating in at least an eighth passage 8.
  • the fourth exchanger E4 forms the condenser of the second cycle.
  • the second working fluid W2 coming from the outlet 72 in the liquid state is pumped and reintroduced through the inlet 51 of the passages 5, which closes the second cycle.
  • the cold stream F can be vaporized in whole or in part and / or reheated in the first Rankine cycle (passage 4) by heat exchange with the first fluid W1.
  • the cold stream F can be vaporized in whole or in part in the second Rankine cycle (passage 8) by heat exchange with the second fluid W2.
  • the cold stream F is only reheated in the at least one fourth passage 4 and it is vaporized only in the eighth passage 8.
  • the first cycle has as a cold source only the sensible heat of de-subcooling of the cold stream.
  • the cold stream is partially vaporized in the fourth passage 4.
  • the cold source of the first cycle is the sensible heat of de-subcooling of the cold stream and part of the latent heat of vaporization of the cold stream.
  • the cold stream F is vaporized only in the at least one fourth passage 4, i. e. comes out completely vaporized from the fourth passage 4.
  • the cold source of the first cycle is the sensible heat of de-subcooling of the cold stream and all the latent heat of vaporization of the cold stream, possibly with a sensible heat of reheating of the vaporized cold stream.
  • the cold stream F can also be partially vaporized in the fourth passage 4 and be partially vaporized in the eighth passage 8.
  • the first working fluid W1 condensed out of the third passage 3 can be reintroduced into the second exchanger E2 in order to circulate there before being reintroduced into the first exchanger E1.
  • This configuration is preferred when the first working fluid W1 is not a pure substance but a mixture of several constituents, because it offers the advantage of further heating the temperature at which the first working fluid W1 leaves the second exchanger E2.
  • the second working fluid W2 condensed out of the passages 7 can also be reintroduced into the fourth exchanger E4, before being reintroduced into the third exchanger E3.
  • Fig. 3 represents this type of configuration.
  • the cold current F supplies in series the first Rankine cycle and the second Rankine cycle in which it is vaporized and gradually heated against the second and first working fluids W2, W1. As such, F can therefore possibly be in the two-phase state.
  • the first Rankine cycle and the second Rankine cycle are used to generate electricity.
  • the cold stream F feeds in series the second exchanger E2 and the fourth exchanger E4 in which it is vaporized and gradually reheated against the feed stream 200.
  • the feed stream 200 feeds in series the fourth. exchanger E4 and the second exchanger E2 in which it is gradually cooled and condensed.
  • Such an arrangement makes it possible to regasify the cold stream while ensuring a more efficient recovery of the cold over the entire temperature gradient between the inlet temperature of the cold stream F in the fourth passage 4 and the temperature of the cold stream F at the outlet. of the eighth passage 8.
  • the recovery of the frigories of the cold stream is carried out separately on portions of passages 4, 8 where it has different temperature levels. It is then possible to best adapt the characteristics of each of the first and second working fluids, so that they exhibit boiling temperatures adapted to these temperature levels, to the high and low pressure levels that will be encountered. chosen for each of the two cycles.
  • a very large degree of freedom is thus available to increase the energy efficiency of the process, in particular by adjusting the temperatures, the pressures and / or the compositions of the working fluids as a function of the characteristics of the cold stream F to be heated, in particular its pressure. , its temperature, its composition ...
  • the cold stream F exiting at 82 from the eighth passage 8 is introduced into at least a ninth passages 9 of a fifth exchanger E5, in order to continue its heating there against a third hot current C3 in the first operating mode or against the supply current 200 in the second operating mode.
  • a ninth passages 9 of a fifth exchanger E5 is introduced into at least a thirteenth passage 13 upstream of its introduction into the passages 11, which allows, in the second mode of operation, to cool the supply current even more effectively. 200.
  • the feed stream 200 is introduced into the process, that is to say into the exchanger crossed first by the stream 200, which may be E2, E5, E4, E3 depending on the configuration chosen, at a temperature between 0 and 30 ° C.
  • the feed stream 200 is introduced into the process in a fully gaseous state.
  • the feed stream 200 is formed predominantly, preferably entirely or almost entirely, of an air gas, preferably nitrogen, oxygen or argon.
  • air gas is meant a gas which is part of the composition of the air such as argon, carbon dioxide, helium, nitrogen and oxygen.
  • the installation implementing the method according to the invention can be integrated into a system comprising at least one unit for producing said feed stream, for example an air separation unit (or ASU for "Air Separation Unit ”), preferably by cryogenic distillation, fluidly connected to said installation, in particular to passages 10, 1 1 and / or 13 according to the embodiment considered, preferably via at least one pipe.
  • the installation can thus be used to liquefy, before storage, the feed stream from the production unit.
  • the installation implementing the method according to the invention can also be fluidly connected to an air gas distribution network.
  • the cold stream F recovered at the end of the outlets 82 or 92 supplies at least one pipe of a fluid distribution network (at 100), in particular a hydrocarbon distribution network such as gas. natural.
  • the inlets and outlets of the condensation passages 3, 7 are arranged so that the first and second working fluids W1, W2 are condensed against the current with the cold stream F.
  • the hot streams C1, C2 cycles flow against the vaporized working fluids in each cycle.
  • the third current C3 flows against the current of the cold current F possibly circulating in the passages 9. Note that the same hot current can form C1, C2 or even C3 by circulating in series in the third exchanger, the first exchanger and possibly the fifth exchanger.
  • Fig. 2 and following illustrate configurations in which the Rankine cycles are operated in exchangers forming entities physically distinct from each other, i. e. each forming at least one distinct stack of plates and passages.
  • first exchanger E1, the third exchanger E3, possibly with the fifth exchanger E5 can form the same common exchanger and / or the second exchanger E2 and the fourth exchanger E4 can form another common exchanger.
  • each passage of said series forms an extension of a corresponding passage of the other series, and therefore one and the same passage of the exchanger E formed between two same plates.
  • E1 and E3 forming the same exchanger
  • the passages 2 of the second series and the passages 6 of the sixth series are formed between the same plates of the exchanger E and are arranged in continuity with each other.
  • a passage 2 and a passage 6 thus form one and the same passage of the exchanger E delimited between two same plates of the exchanger E and in which the hot stream C2 flows from the inlet 61 to the outlet 22.
  • Fig. 4 and Fig. 5 illustrate the combination of a first cycle and a second Rankine cycle according to a second embodiment.
  • a second working fluid W2 having a second high pressure Ph2 is introduced into at least a fifth passage 5 of a third exchanger E3 and vaporized at least in part against at least a second hot stream C2 circulating in at least a sixth passage 6.
  • the second working fluid W2 leaving the passages (5) is expanded to a second low pressure (Pb2) in a second expansion member cooperating with a second electric generator so as to produce electric energy.
  • the second working fluid W2 thus relaxed is introduced, optionally in the two-phase state, into the second passage 2 and thus forms, at least in part, the hot current in the first cycle to vaporize the first working fluid W1 circulating in the first pass 1.
  • the second working fluid W2 is condensed against at least the cold stream F flowing in the eighth passage 8. After leaving the passages 2, the pressure of the second working fluid W2 is raised to the second high pressure Ph2 and the pressure is reintroduced. second working fluid W2 in passage 5.
  • the use of the second working fluid as the first hot stream of the first cycle makes it possible to recover in the second cycle the frigories of the vaporization taking place in the first cold cycle, and this during the liquefaction taking place in the second cycle.
  • the amount of energy recovered is thus greater than in arrangements where these frigories are not valorized since we simply cool the hot current.
  • the first cycle operates between the cold temperature of the cold stream and the temperature of the hot stream of the cycle. While in a cascade arrangement where the second working fluid is used as the first hot stream of the first cycle, as described with reference to Figures 4 or 5, the first cycle operates between the cold temperature of the cold stream, and the cold temperature of the second cycle (which is lower than the temperature of the hot stream). This offers the advantage of keeping a moderate and technically acceptable expansion rate for the turbines.
  • the supply current 200 is introduced, prior to its introduction into the tenth passage, in at least an eleventh passage 11 in heat exchange relation with at least the eighth passages 8.
  • the current d The feed 200 is cooled, possibly with at least partial condensation, against the cold stream F. In this way, at the outlet of the eleventh passage 11, a cooled feed stream 200 is obtained, which is then introduced into the tenth passage 10.
  • the feed stream 200 can optionally be introduced into at least a thirteenth passage 13 upstream of its introduction into the passages 1 1, which allows, in the second mode of operation, to cool the feed stream 200 even more efficiently.
  • the cold stream F can be vaporized in whole or in part and / or reheated in the second Rankine cycle (passage 4) by heat exchange with the second fluid W2.
  • the cold stream F can be vaporized in whole or in part and / or reheated (passage 8) in the first Rankine cycle by heat exchange with the first fluid W1.
  • Fig. 4 shows a combination of cycles in which the condensed working fluids are reintroduced into the condenser part before being reintroduced into the vaporizer part
  • Fig. 5 shows a combination in which the condensed working fluids are reintroduced directly into the vaporizer part.
  • the first generator and the second generator are therefore the same. This saves a generator and simplifies the installation. This arrangement is possible because the two cycles of electricity generation have a generally simultaneous mode of operation.
  • the cold stream F can be a stream of liquefied hydrocarbons such as liquefied natural gas or a stream of cryogenic liquid such as a stream of liquefied nitrogen, a stream of liquefied oxygen, a stream of liquefied hydrogen.
  • the temperature of introduction of the cold stream F into the fourth passage 4 is less than -100 ° C.
  • the cold stream F is formed from a stream of hydrocarbons, in particular natural gas, preferably comprising, in molar fraction, at least 60% of methane (CFU), preferably at least 80%.
  • the natural gas can optionally comprise ethane (C2H6), propane (C3H8), butane (nC4Hio) or isobutane (iC 4 Hio), nitrogen, preferably in contents between 0 and 10 % (mol%). Thanks to the process of the invention, the necessary regasification is carried out before injecting the natural gas into the distribution network, while upgrading the frigories of the liquefied natural gas. Cold currents of other nature can advantageously feed the process according to the invention in order to be vaporized before use.
  • a cryogenic liquid for example liquid oxygen, liquid nitrogen, or else liquid hydrogen
  • a cryogenic liquid for example liquid oxygen, liquid nitrogen, or else liquid hydrogen
  • the vaporization of such liquids can make it possible to ensure a continuity of gas supply when a production plant is shut down and make it possible to save part of the energy spent on building up liquid stocks.
  • the vaporization temperatures of these constituents being much lower than those of natural gas, it may be advantageous to implement a process combining three Rankine cycles, or even more, in the continuity of one of the preceding descriptions.
  • the cold stream to be re-vaporized can be a cryogenic liquid at very low temperature, that is to say a temperature which can be less than -170 ° C, or even less than -200 ° C.
  • very low temperature that is to say a temperature which can be less than -170 ° C, or even less than -200 ° C.
  • the first working fluid W1 and the second working fluid W2 are organic fluids, that is to say fluids comprising one or more organic components. It is also conceivable that the Rankine cycles of the process according to the invention are not organic cycles.
  • the working fluid of the cycle working at the lowest temperature may include one or more components such as hydrogen, nitrogen, argon, helium, neon, in addition to or substitution of all or part of the organic compounds. It will thus be possible to envisage working with working fluids free of organic components.
  • first fluid W1 and / or the second fluid W2 it is possible to use pure substances of a different nature to form the first fluid W1 and / or the second fluid W2.
  • ethylene can be used as the first working fluid W1 and ethane as the second working fluid W2.
  • This choice can be explained by the physical properties of these constituents, which exhibit saturated vapor pressures for the temperature range swept by the LNG vaporization compatible with good mechanical strength of brazed aluminum exchangers and expansion turbine components.
  • ORC cycles allows the design of compact and efficient systems.
  • working fluids of different compositions are preferably used in the different Rankine cycles, but it is still possible to envisage using working fluids of the same composition, by then adjusting the operating pressures of these fluids. This is possible for relatively small temperature differences between the cold and hot currents of the cycles, for example when the second cold stream is a liquefied gas at very high pressure and the first hot stream is sea water at a sufficiently low temperature. .
  • mixed working fluids comprising mixtures of hydrocarbons, preferably mixtures of hydrocarbons each containing at least two hydrocarbons chosen from methane, ethylene (C2H4), propane, ethane, butane or isobutane, butene.
  • the first working fluid W1 and the second working fluid W2 can optionally comprise at least one additional component chosen from hydrogen, nitrogen, argon, helium, neon, in addition to or substitution of the organic components, and this in particular if the cryogenic liquid to be vaporized has a lower boiling point than that of methane.
  • mixed working fluids makes it possible to reduce the energy losses linked to the irreversibility of heat exchanges between cold and hot fluids by reducing the temperature differences between the cold currents and the working fluids at each point depending on the length of the the exchanger.
  • the compositions, pressures before and after expansion and / or temperatures of each fluid can be adapted to ensure the best possible energy recovery.
  • the working fluids are mixed, ie are mixtures, they leave the liquid exchanger (s) at very low temperature and that it is then advantageous to re-introduce the condensed fluids into the fluid (s). heat exchangers concerned in order to heat them and maximize their outlet temperature at the hot end and therefore the production of electricity during their expansion in the turbine.
  • the proportions in mole fractions (%) of the components of the first mixture of hydrocarbons can be (mole%):
  • Methane 20 to 60%, preferably 30 to 50%
  • Propane 0 to 20%, preferably 0 to 10%
  • Ethylene 20 to 70%, preferably 30 to 60%
  • the proportions in mole fractions (%) of the components of the second mixture of hydrocarbons can be:
  • Methane 0 to 20%, preferably 0 to 10%
  • Propane 20 to 60%, preferably 30 to 50%
  • Ethylene 20 to 60%, preferably 30 to 50%
  • the first hot stream C1, the second hot stream C2 and / or the third hot stream C3, are formed from sea water, preferably at an inlet temperature in the exchanger greater than 0 ° C, of preferably between 10 and 30 ° C.
  • the cold stream F is a stream of hydrocarbons introduced completely liquefied at the inlet 41 at a temperature between -140 and -170 ° C.
  • the temperature of the fluid at the inlet 41 is preferably 1 'order from its equilibrium temperature to the storage pressure.
  • the cold stream F has a temperature between -85 and -105 ° C at the outlet 42, a temperature between -10 and -20 ° C at the outlet 82 and / or a temperature between 5 and 50 ° C at the outlet 92, to be introduced at this temperature into a distribution network 100.
  • the cold stream F leaves completely vaporized through the outlets 42, 82 or 92 as the case may be.
  • the cold stream has a pressure of between 10 and 100 bar throughout the passages in which it flows.
  • the feed stream 200 has a temperature of between -170 and -140 ° C at the outlet of the fourth passage 4, a temperature of between -1 10 and -80 ° C at the outlet. of the eighth passage 8 and / or a temperature between -20 and -10 ° C at the outlet of the ninth passage 9.
  • the first working fluid W1 has, after its condensation in the third passage 3, a first temperature T1.
  • the second working fluid W2 has, after its condensation in the seventh passage 7, a second temperature T2, with T2 greater than T1.
  • T2 is between -60 and -30 ° C and T1 between -1 10 and -70 ° C. According to another possibility, T2 is between -1 10 and -80 ° C and T1 between -160 and -120 ° C.
  • the first working fluid W1 leaves vaporized from at least a first passage 1 at a temperature between 0 and -30 ° C and / or the second working fluid W2 leaves vaporized from the fifth passage 5 at a temperature between 5 and 25 ° C.
  • the first working fluid W1 and the second working fluid W2 leave the third passage 3 and the seventh passage 7 respectively at first and second so-called low pressures Pb1, Pb2, and enter the first passage 1 and the fifth passage 5 respectively to the first and second so-called high pressures Ph1, Ph2.
  • the first and / or second high pressures Ph1, Ph2 are between 10 and 40 bar and / or the first and / or second low pressures Pb1, Pb2 are between 1 and 5 bar. More preferably, the first high pressure Ph1 is greater than the first low pressure Pb1 by a multiplying factor of between 2.5 and 15 and / or the second high pressure Ph2 is greater than the second low pressure Pb2 by a multiplying factor between 2.5 and 15.
  • the cold streams were natural gas comprising 90.5% methane, 7.3% ethane, 1.5% propane, 0.2% butane, 0.3% isobutane, 0.2% d nitrogen (mol%).
  • the exchanger configuration used was according to Fig. 1.
  • the only working fluid was propane.
  • the pressure of the working fluid W1 was 7.5 bar at the inlet of the vaporization exchanger and 1.5 bar at the outlet 32 of the condensation exchanger.
  • the hot stream was seawater at a pressure of 5 bar and a temperature of 23 ° C at the inlet to the vaporization exchanger.
  • the exchanger configuration used was according to Fig. 2.
  • the working fluids were pure substances.
  • the first W1 working fluid was ethylene.
  • the second working fluid was ethane.
  • the pressure of the first working fluid W1 was 32 bar at the inlet 1 a and 2 bar at the outlet 32.
  • the pressure of the second working fluid W2 was 27 bar at the inlet 51 and 5.8 bar at outlet 72.
  • the natural gas pressure was 90 bar at inlet 41 and 89 bar at outlet 92.
  • the hot streams C1, C2, C3 were sea water at a pressure of 5 bar at the inlet and outlet of passages 2, 6, 12. Table 1 shows the fluid temperatures calculated at the inlet or outlet of various passages.
  • the exchanger configuration used was according to Fig. 3,
  • the first working fluid W1 was a mixture of hydrocarbons comprising 53% ethylene, 41% methane, 6% propane (mol%).
  • the second working fluid W2 was a mixture of hydrocarbons comprising 46% ethylene, 38% propane, 8% methane, 8% isobutane (mol%).
  • the pressure of the first working fluid W1 was 31.0 bar at the inlet 23 and 1.8 bar at the outlet 32.
  • the pressure of the second working fluid W2 was 12.4 bar at the inlet 43 and 4.6 bar at outlet 72.
  • the natural gas pressure was 90 bar at inlet 41 and 89.5 bar at outlet 82.
  • the hot streams C1, C2, C3 were sea water at a pressure of 5 bar at the inlet and outlet of passages 2, 6 and 12. Table 2 shows the fluid temperatures calculated at the inlet or outlet of various passages.
  • the configuration of exchangers used was according to Fig. 5.
  • the working fluids were pure substances.
  • the first W1 working fluid was ethylene.
  • the second working fluid was ethane.
  • the pressure of the first working fluid W1 was 8.1 bar at the inlet 1 a and 2.1 bar at the outlet 32.
  • the pressure of the second working fluid W2 was 27 bar at the inlet 51 and 5.8 bar at outlet 22.
  • the natural gas pressure was 90 bar at inlet 41 and 89 bar at outlet 92.
  • the hot stream C2 was sea water at a pressure of 5 bar at the inlet and outlet of passages 6. Table 3 shows the fluid temperatures calculated at the entry or exit of different passages.
  • the exchanger configuration used was according to Fig. 4.
  • the first working fluid W1 was a mixture of hydrocarbons comprising 55.4% ethylene, 41% methane, 3.6% propane (mol%).
  • the second working fluid was a mixture of hydrocarbons comprising 46% ethylene, 38% propane, 8% methane, 8% isobutane.
  • the pressure of the first working fluid W1 was 16.7 bar at inlet 141 and 1.7 bar at outlet 32.
  • the pressure of the second working fluid W2 was 12 bar at inlet 151 and 4 , 2 bar at outlet 22.
  • the natural gas pressure was 90 bar at inlet 41 and 89.5 bar at outlet 82.
  • the hot stream C1 was sea water at a pressure of 5 bar at the inlet and at the outlet of the passages 2. Table 3 shows the fluid temperatures calculated at the inlet or outlet of various passages.
  • the energy efficiency obtained in the first operating mode of the first cycle was 0.01 14 kWh / Nm 3 and the energy efficiency of the second Rankine cycle was 0.0049 kWh / Nm 3 , i.e. a total efficiency of the process of 0.01634 kWh / Nm 3 , representing a gain of the order of 2% compared to simulation n ° 1.
  • the energy efficiency of the first Rankine cycle was 0.016 kWh / Nm 3 and the energy efficiency of the second Rankine cycle was 0.01 1 kWh / Nm 3 , for a total efficiency of 0.027 kWh / Nm 3 , representing a gain of around 68% compared to simulation n ° 1.
  • the energy efficiency of the first Rankine cycle was 0.0045 kWh / Nm 3 and the energy efficiency of the second Rankine cycle was 0.0134 kWh / Nm 3 , for a total efficiency of 0, 0179 kWh / Nm 3 , representing a gain of around 12% compared to simulation n ° 1.
  • the energy efficiency of the first Rankine cycle was 0.012 kWh / Nm 3 and the energy efficiency of the second Rankine cycle was 0.021 kWh / Nm 3 , for a total efficiency of 0.033 kWh / Nm 3 , representing a gain of around 106% compared to simulation n ° 1.
  • the process was simulated in both modes of operation.
  • the flow rate of the first working fluid was 1055 Nm 3 / h and the flow rate of the second working fluid was 3617 Nm 3. / h.
  • the flow rate of the first working fluid was 927 Nm 3 / h, i.e. a reduction of 12% (relative deviation) from the first operating mode
  • the flow rate of the second working fluid was 3400 Nm 3 / h, i.e. a reduction of 6% (relative deviation) compared to the first operating mode.
  • a feed stream 200 formed of nitrogen was introduced into the exchanger E3. It had a pressure of around 35 bar and a temperature of around 20 ° C at the inlet of the second exchanger E2.
  • a liquefied feed stream 201 was obtained at the outlet of the second exchanger, said stream 201 having a temperature of the order of -150 ° C and a pressure of the order of 34.5 bar.
  • Fig. 6 shows a comparison of the heat exchanged - temperature (DH - T) exchange diagrams, or enthalpy curves, obtained on the one hand with a combination of cycles with pure working fluids according to simulation n ° 4 (in (a)) and on the other hand with a combination of cycles with mixed working fluids according to simulation n ° 5 (in (b)).
  • Curves A, B, C, D illustrate the evolution of the quantity of heat exchanged as a function of temperature, respectively for natural gas and all the refrigerants which heat up and / or vaporize in the processes, including LNG (curves A and C) and all the circulating fluids which cool and / or condense in the processes, including the first and second working fluids (curves B and D), for each of the two configurations simulated. It can be seen in Fig. 6 b) that the average temperature difference is significantly reduced by the use of working fluids composed of a mixture of constituents, which explains the better efficiency of this cycle.

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Abstract

L'invention concerne un procédé de récupération d'énergie frigorifique à partir d'un courant froid (F), dans un système comprenant un réservoir de stockage (203), au moins un générateur électrique (G) et au moins un dispositif d'échange de chaleur comprenant plusieurs passages configurés pour l'écoulement de fluides à mettre en relation d'échange thermique, ledit procédé comprenant, dans un premier mode de fonctionnement, la vaporisation d'au moins une partie dudit premier fluide de travail (W1) dans au moins un premier passage contre au moins un premier courant chaud (C1), la détente du premier fluide de travail (W1) issu de l'étape a) du premier passage (1) dans un premier organe de détente coopérant avec un premier générateur électrique de façon à produire de l'énergie électrique, la condensation d'au moins une partie dudit premier fluide de travail (W1) détendu contre au moins le courant froid (F), l'élévation de la pression dudit premier fluide de travail (W1) et la réintroduction du premier fluide de travail (W1) dans le premier passage. Selon l'invention comprend, dans un deuxième mode de fonctionnement, les étapes suivantes : introduction d'un courant d'alimentation (200), condensation d'au moins une partie dudit courant d'alimentation (200) contre le courant froid (F) de sorte à produire un courant d'alimentation (201) au moins partiellement liquéfié, et remplissage du réservoir de stockage (203) avec le courant d'alimentation (201) au moins partiellement liquéfié.

Description

DESCRIPTION
Titre : Procédé de récupération d’énergie frigorifique avec production
d’électricité ou liquéfaction d’un courant gazeux
La présente invention concerne un procédé de récupération d’énergie frigorifique à partir d’un courant froid permettant de produire de l’énergie électrique à partir d’au moins un cycle de Rankine ou de liquéfier un courant d’alimentation. Dans le cas où le courant froid est un courant de liquide cryogénique tel que le gaz naturel liquéfié, le courant peut être regazéifié pour être distribué dans des réseaux de distribution tout en valorisant son contenu frigorifique.
Il est d’usage que le gaz naturel issu de champs éloignés des lieux de consommation soit liquéfié avant d’être stocké à bord de navires spécialement adaptés, les méthaniers, pour être transporté sur de longues distances. En effet, le gaz naturel occupe, à l’état liquide, un volume plus petit pour une masse donnée et n’a pas besoin d’être stocké à une pression élevée.
Avant d’alimenter les réseaux de distribution, le gaz naturel liquéfié (GNL) doit être regazéifié, ou dit autrement revaporisé, à une pression de l’ordre de 10 à 90 bar selon les réseaux. Cette revaporisation s’effectue dans des terminaux méthaniers, généralement à température ambiante en échangeant de la chaleur avec de l’eau de mer, éventuellement de l’eau de mer chauffée au gaz naturel. Le contenu frigorifique du gaz naturel liquéfié n’est alors aucunement valorisé.
Il existe différentes méthodes pour générer de l’électricité à partir des frigories du gaz naturel liquéfié et ainsi valoriser son contenu énergétique.
Une méthode connue repose sur une expansion directe du gaz naturel. Le gaz naturel liquéfié est pompé à une pression supérieure à celle du réseau de distribution, vaporisé par échange de chaleur avec une source chaude telle que l’eau de mer, puis détendu jusqu’à la pression du réseau dans une turbine de détente associée à un générateur électrique.
D’autres méthodes reposent sur des cycles thermodynamiques utilisant un fluide intermédiaire, ou fluide de travail. Parmi ces méthodes, on connaît le cycle de Rankine, dans lequel un fluide de travail est vaporisé sous pression contre une source chaude telle que de l’eau de mer dans un premier échangeur de chaleur, puis détendu dans une turbine couplée à un générateur électrique. Le fluide de travail détendu est ensuite condensé dans un deuxième échangeur contre du GNL qui est utilisé comme source froide du cycle. Il en résulte un fluide de travail liquide à basse pression qui est pompé et reconduit à haute pression dans le premier échangeur, fermant ainsi le cycle.
De tels cycles de Rankine sont divulgués notamment dans les documents CN-A- 105545390, US-A-2016109180, CN-A-105865149, EP-A-2278210.
Si le cycle de Rankine peut fonctionner avec de l’eau comme fluide de travail pour des applications telles que la récupération de chaleur d’origine géothermique, l’utilisation de fluides organiques s’évaporant à basse température permet d’exploiter des sources froides à faible température. On parle alors de cycle organique de Rankine ou cycle ORC (pour Organic Rankine Cycle).
Les cycles ORC sont classiquement industrialisés en utilisant le GNL comme source froide et de l’eau de mer comme source chaude. Ces cycles permettant de regazéifier un courant de GNL tout en produisant de l’électricité avec des rendements énergétiques de l’ordre de 20 kWh par tonne de GNL vaporisée, c’est-à-dire 0,015 kWh/Nm3.
Par ailleurs, la demande en électricité n’est pas constante et les méthodes de production d’électricité doivent se montrer de plus en plus flexibles. Cela s’explique notamment par le fait que l'électricité se stocke difficilement. Il est donc nécessaire d'équilibrer en permanence l'offre et la demande afin d’éviter d’occasionner des tensions sur le réseau électrique se traduisant par des fluctuations importantes des prix de l’électricité.
La présente invention a pour but de résoudre en tout ou partie les problèmes mentionnés ci-avant, notamment en proposant un procédé de récupération d’énergie frigorifique offrant une flexibilité accrue afin de pouvoir s’adapter aux fluctuations de la demande en électricité.
La solution selon l’invention est alors un procédé de récupération d’énergie frigorifique à partir d’un courant froid, dans un système comprenant un réservoir de stockage, au moins un générateur électrique et au moins un dispositif d’échange de chaleur comprenant plusieurs passages configurés pour l’écoulement de fluides à mettre en relation d’échange thermique, ledit procédé comprenant, dans un premier mode de fonctionnement, les étapes suivantes :
a) introduction d’un premier fluide de travail ayant une première pression haute dans au moins un premier passage et vaporisation d’au moins une partie dudit premier fluide de travail contre au moins un premier courant chaud circulant dans au moins un deuxième passage en relation d’échange thermique avec ledit au moins un premier passage, b) sortie du premier fluide de travail issu de l’étape a) du premier passage et détente jusqu’à une première pression basse inférieure à la première pression haute, dans un premier organe de détente coopérant avec un premier générateur électrique de façon à produire de l’énergie électrique,
c) introduction du premier fluide de travail détendu à l’étape b) dans au moins un troisième passage et condensation d’au moins une partie dudit premier fluide de travail contre au moins le courant froid circulant dans au moins un quatrième passage en relation d’échange thermique avec au moins le troisième passage,
d) sortie du premier fluide de travail au moins partiellement condensé à l’étape c) du troisième passage, élévation de la pression dudit premier fluide de travail jusqu’à la première pression et réintroduction dans le premier passage, caractérisé en ce que, dans un deuxième mode de fonctionnement, ledit procédé comprend les étapes suivantes :
e) introduction d’un courant d’alimentation dans au moins un dixième passage en relation d’échange thermique avec au moins le quatrième passage,
f) condensation d’au moins une partie dudit courant d’alimentation contre le courant froid de sorte à produire, en sortie du dixième passage, un courant d’alimentation au moins partiellement liquéfié, et
g) remplissage du réservoir de stockage avec le courant d’alimentation produit à l’étape f). Selon le cas, l’invention peut comprendre l’une ou plusieurs des caractéristiques suivantes :
- le procédé comprend en outre les étapes suivantes :
h) introduction du courant d’alimentation issu de l’étape f) dans un sur-refroidisseur, i) sortie du courant d’alimentation du sur-refroidisseur et détente dans un troisième organe de détente de façon à former une phase gazeuse et une phase liquide dudit courant d’alimentation,
j) introduction desdites phases gazeuse et liquide dans le réservoir de stockage, k) extraction, à partir du réservoir de stockage, d’au moins une partie de la phase gazeuse et introduction dans le sur-refroidisseur de sorte à refroidir le courant d’alimentation circulant dans le sur-refroidisseur par échange de chaleur avec la phase gazeuse,
L) compression de la phase gazeuse dans un dispositif de compression pour former une phase gazeuse comprimée et introduction de ladite phase gazeuse comprimée dans le courant d’alimentation avant introduction dans le dixième passage.
- le courant froid sortant du quatrième passage est introduit dans au moins un huitième passage, le procédé comprenant, dans le premier mode de fonctionnement, les étapes supplémentaires suivantes : m) introduction d’un deuxième fluide de travail ayant une deuxième pression haute dans au moins un cinquième passage et vaporisation d’au moins une partie dudit deuxième fluide de travail contre au moins un deuxième courant chaud circulant dans au moins un sixième passage en relation d’échange thermique avec au moins le cinquième passage,
n) sortie du deuxième fluide de travail au moins partiellement vaporisé à l’étape m) du cinquième passage et détente jusqu’à une deuxième pression basse, avec Pb2 inférieure à Ph2, dans un deuxième organe de détente coopérant avec un deuxième générateur électrique de façon à produire de l’énergie électrique,
o) introduction du deuxième fluide de travail détendu à l’étape n) dans au moins un septième passage en relation d’échange thermique avec au moins le huitième passage, et condensation d’au moins une partie dudit deuxième fluide de travail contre le courant froid circulant dans le huitième passage,
p) sortie du deuxième fluide de travail au moins partiellement condensé à l’étape g) du septième passage, élévation de la pression dudit deuxième fluide de travail jusqu’à la deuxième pression haute et réintroduction dudit deuxième fluide de travail au moins partiellement condensé à l’étape g) dans le cinquième passage.
et le procédé comprenant, dans le deuxième mode de fonctionnement, les étapes supplémentaires suivantes :
q) préalablement à l’étape f), introduction du courant d’alimentation dans au moins un onzième passage en relation d’échange thermique avec le huitième passage, r) refroidissement, avec éventuellement condensation d’au moins une partie, dudit courant d’alimentation contre le courant froid de sorte à obtenir, en sortie du onzième passage, un courant d’alimentation refroidi, et introduction dudit courant d’alimentation refroidi dans le dixième passage.
- le courant froid sortant du quatrième passage est introduit dans au moins un huitième passage, le procédé comprenant, dans le premier mode de fonctionnement, les étapes supplémentaires suivantes :
s) introduction d’un deuxième fluide de travail ayant une deuxième pression haute dans au moins un cinquième passages et vaporisation d’au moins une partie dudit deuxième fluide de travail contre au moins un deuxième courant chaud circulant dans au moins un sixième passage (6) en relation d’échange thermique avec au moins le cinquième passage,
t) sortie du deuxième fluide de travail au moins partiellement vaporisé à l’étape s) du cinquième passages et détente jusqu’à une deuxième pression basse, avec Pb2 inférieure à Ph2, dans un deuxième organe de détente coopérant avec un deuxième générateur électrique de façon à produire de l’énergie électrique,
u) introduction du deuxième fluide de travail détendu à l’étape t) dans le deuxième passage et condensation d’au moins une partie dudit deuxième fluide de travail contre au moins le courant froid circulant dans le huitième passage,
v) sortie du deuxième fluide de travail au moins partiellement condensé à l’étape w) du deuxième passage, élévation de la pression dudit deuxième fluide de travail jusqu’à la deuxième pression haute et réintroduction dudit deuxième fluide de travail au moins partiellement condensé à l’étape w) dans le cinquième passage,
le premier courant chaud circulant à l’étape a) étant formé au moins en partie par le deuxième fluide de travail circulant à l’étape u) dans le passage,
et le procédé comprenant, dans le deuxième mode de fonctionnement, les étapes supplémentaires suivantes :
w) préalablement à l’étape f), introduction du courant d’alimentation dans au moins un onzième passage en relation d’échange thermique avec au moins le huitième passage, x) refroidissement, avec éventuellement condensation d’au moins une partie, dudit courant d’alimentation contre le courant froid de sorte à obtenir, en sortie du onzième passage, un courant d’alimentation refroidi, et introduction dudit courant d’alimentation refroidi dans le dixième passage.
- le premier fluide de travail et le deuxième fluide de travail sont des fluides organiques, le premier fluide de travail et le deuxième fluide de travail comprenant respectivement un premier mélange d’hydrocarbures et un deuxième mélange d’hydrocarbures, de préférence le premier et le deuxième mélange d’hydrocarbures contiennent chacun au moins deux hydrocarbures choisis parmi le méthane, l’éthane, le propane, le butane, l’éthylène, le propylène, le butène, l’isobutane, éventuellement additionnés d’au moins un composant additionnel choisi parmi l'azote, l’argon, l’hélium, le dioxyde de carbone, le néon.
- le premier fluide de travail et le deuxième fluide de travail sont des fluides organiques, le premier fluide de travail et le deuxième fluide de travail étant des corps purs constitués respectivement d’un premier hydrocarbure et d’un deuxième hydrocarbure.
- le courant d’alimentation est formé majoritairement, de préférence en totalité ou en quasi-totalité, d’un gaz de l’air, de préférence de l’azote, de l’oxygène ou de l’argon.
- le courant froid est un courant d’hydrocarbures liquéfié tel du gaz naturel liquéfié ou un courant de liquide cryogénique choisi parmi : un courant d’azote liquéfié, un courant d’oxygène liquéfié, un courant d’hydrogène liquéfié. - le premier courant chaud, le deuxième courant chaud et/ou le troisième courant sont formés d’eau de mer, de préférence de l’eau de mer introduite à une température strictement supérieure à 0 °C, de préférence comprise entre 10 et 30 °C, l’eau de mer ayant éventuellement subi une étape préalable de réchauffage.
- le procédé est opéré sélectivement suivant le premier mode de fonctionnement ou le deuxième mode de fonctionnement.
- la sélection du premier ou du deuxième mode de fonctionnement est réalisée en fonction de la valeur d’au moins un paramètre représentatif d’une demande en électricité, de préférence, le procédé comprend au moins une étape de détermination d’au moins une valeur de puissance électrique instantanée et/ou d’énergie électrique consommée sur un réseau de fourniture d’électricité et/ou par une installation industrielle, le procédé étant opéré dans le premier mode de fonctionnement lorsque ladite valeur est supérieure ou égale à un seuil prédéterminé ou dans le deuxième mode de fonctionnement lorsque ladite valeur est inférieure au seuil prédéterminé.
- dans le deuxième mode de fonctionnement, on réduit, voire on stoppe, les débits de circulation d’au moins l’un parmi : le premier courant chaud, le deuxième courant chaud, le premier fluide de travail et/ou le deuxième fluide de travail.
- le procédé est opéré simultanément suivant le premier mode de fonctionnement et le deuxième mode de fonctionnement de façon à produire simultanément de l’énergie électrique et un courant d’alimentation au moins partiellement liquéfié, ledit procédé incluant au moins une étape d’ajustement du fonctionnement au moyen d’une variation du débit de circulation d’au moins le premier fluide de travail et/ou le deuxième fluide de travail (W2).
- le courant d’alimentation issu de l’étape f) présente une pression d’au moins 5 bar, de préférence au moins 20 bar, de préférence encore au moins 30 bar.
- le courant froid sortant du huitième passage est introduit dans au moins un neuvième passage pour y être réchauffé contre le deuxième courant chaud, le deuxième fluide de travail et/ou un troisième courant chaud et le courant d’alimentation est introduit, préalablement à son introduction dans le onzième passage, dans au moins un treizième passage en relation d’échange thermique avec au moins le neuvième passage.
- le courant froid et le courant d’alimentation circulent à contre-courant.
- les premier, deuxième, troisième, quatrième, cinquième, sixième, septième, huitième, neuvième, dixième, onzième, douzième et/ou treizième passages font partie d’au moins un échangeur de chaleur du type à plaques brasé, ledit échangeur comprenant un empilement de plusieurs plaques parallèles et espacées les unes par rapport aux autres de façon à délimiter entre elles plusieurs séries de plusieurs passages au sein dudit échangeur.
- le courant d’alimentation est introduit à l’état gazeux dans le dixième passage, le onzième passage et/ou le treizième passage et sort totalement condensé du dixième passage, de préférence à une température comprise entre -200 et -130 °C, de préférence entre -170°C et -130°C, de préférence encore entre -160°C et -140°C.
Selon un autre aspect, l’invention concerne une installation de récupération d’énergie frigorifique à partir d’un courant froid, dans un système comprenant un réservoir de stockage, au moins un générateur électrique et au moins un dispositif d’échange de chaleur comprenant plusieurs passages configurés pour l’écoulement de fluides à mettre en relation d’échange thermique, ladite installation comprenant :
- au moins un premier passage configuré pour l’écoulement d’un premier fluide de travail,
- au moins un deuxième passage configuré pour l’écoulement d’un premier courant chaud, ledit deuxième passage étant en relation d’échange thermique avec ledit premier passage de sorte que, dans un premier mode de fonctionnement, le premier fluide de travail introduit dans le premier passage est vaporisé en moins en partie contre le premier courant chaud,
- un premier organe de détente agencé en aval dudit premier passage et configuré pour réduire la pression du premier fluide de travail sortant du premier passage depuis une première pression haute jusqu'à une première pression basse,
- un générateur électrique couplé au premier organe de détente,
- au moins un troisième passage agencé en aval du premier organe de détente et configuré pour l’écoulement du premier fluide de travail détendu par le premier organe de détente,
- au moins un quatrième passage configuré pour l’écoulement d’un courant froid, ledit quatrième passage étant en relation d’échange thermique avec ledit troisième passage de sorte que, dans le premier mode fonctionnement, le premier fluide de travail introduit dans le troisième passage est condensé au moins en partie contre le courant froid qui se vaporise au moins en partie,
- un premier organe élévateur de pression agencé en aval dudit troisième passage et configuré pour augmenter la pression du premier fluide de travail sortant du troisième passage depuis la première pression basse jusqu'à la première pression haute, ladite installation comprenant en outre :
- au moins un dixième passage configuré pour l’écoulement d’un courant d’alimentation, ledit passage étant en relation d’échange thermique avec le passage, de sorte que, dans un deuxième mode de fonctionnement, le courant d’alimentation introduit dans le dixième passage est condensé au moins en partie contre le courant froid, et
- un réservoir de stockage relié fluidiquement au dixième passage.
De préférence, ladite installation comprend en outre :
- au moins un cinquième passage configuré pour l’écoulement d’un deuxième fluide de travail,
- au moins un sixième passage configuré pour l’écoulement d’un deuxième courant chaud, ledit sixième passage étant en relation d’échange thermique avec ledit cinquième passage de sorte que, dans le premier mode de fonctionnement, le deuxième fluide de travail introduit dans le cinquième passage est vaporisé au moins en partie contre le deuxième courant chaud,
- un deuxième organe de détente agencé en aval dudit premier passage et configuré pour réduire la pression du deuxième fluide de travail sortant du cinquième passage depuis une deuxième pression haute jusqu'à une deuxième pression basse,
- un deuxième générateur électrique couplé au deuxième organe de détente,
- au moins un deuxième passage agencé en aval du deuxième organe de détente et configuré pour l’écoulement du deuxième fluide de travail détendu par le deuxième organe de détente,
- au moins un huitième passage configuré pour l’écoulement du courant froid, ledit huitième passage étant en relation d’échange thermique avec ledit deuxième passage de sorte que, dans le premier mode fonctionnement, le deuxième fluide de travail introduit dans le deuxième passage est condensé au moins en partie contre le courant froid qui se vaporise au moins en partie,
- un deuxième organe élévateur de pression agencé en aval dudit deuxième passage et configuré pour augmenter la pression du deuxième fluide de travail sortant du deuxième passage depuis la deuxième pression basse jusqu'à la deuxième pression haute,
- au moins un onzième passage configuré pour l’écoulement du courant d’alimentation, ledit onzième passage étant en relation d’échange thermique avec le huitième passage, de sorte que, dans un deuxième mode de fonctionnement, le courant d’alimentation introduit dans le dixième passage est refroidi, éventuellement au moins en partie condensé, contre le courant froid préalablement à son introduction dans le dixième passage.
En outre, l’invention a trait à un système formé par une installation selon l’invention, une unité de production, telle qu’une unité de séparation d’air par distillation cryogénique, apte à produire un courant d’alimentation à au moins une sortie de ladite unité de production, ladite au moins une sortie étant reliée fluidiquement à ladite installation.
L'expression "gaz naturel" se rapporte à toute composition contenant des hydrocarbures dont au moins du méthane. Cela comprend une composition « brute » (préalablement à tout traitement ou lavage), ainsi que toute composition ayant été partiellement, substantiellement ou entièrement traitée pour la réduction et/ou élimination d'un ou plusieurs composés, y compris, mais sans s'y limiter, le soufre, le dioxyde de carbone, l'eau, le mercure et certains hydrocarbures lourds et aromatiques.
La présente invention va maintenant être mieux comprise grâce à la description suivante, donnée uniquement à titre d'exemple non limitatif et faite en référence aux figures ci-annexés, parmi lesquelles :
Fig. 1 schématise un procédé de récupération d’énergie frigorifique selon un mode de réalisation de l’invention.
Fig. 2 schématise un procédé de récupération d’énergie frigorifique selon un autre mode de réalisation de l’invention.
Fig. 3 schématise un procédé de récupération d’énergie frigorifique selon un autre mode de réalisation de l’invention.
Fig. 4 schématise un procédé de récupération d’énergie frigorifique selon un autre mode de réalisation de l’invention.
Fig. 5 schématise un procédé de récupération d’énergie frigorifique selon un autre mode de réalisation de l’invention.
Fig. 6 représente des diagrammes d’échange obtenus dans des procédés selon des modes de réalisation de l’invention.
Le procédé selon l’invention est mis en œuvre notamment au moyen d’au moins un dispositif d’échange de chaleur, qui peut être tout dispositif comprenant des passages adaptés à l’écoulement de plusieurs fluides et permettant des échanges de chaleur direct ou indirect entre lesdits fluides.
Dans les modes de réalisation détaillés ci-après, les différents fluides du procédé circulent dans un ou plusieurs échangeurs de chaleur du type à plaques et ailettes brasé, avantageusement formés d’aluminium. Ces échangeurs permettent de travailler sous des écarts de températures faibles et avec des pertes de charges réduites, ce qui améliore les performances énergétiques du procédé de liquéfaction décrit ci-dessus. Les échangeurs à plaques offrent aussi l’avantage d’obtenir des dispositifs très compacts offrant une grande surface d’échange dans un volume limité
Ces échangeurs comprennent un empilement de plaques qui s’étendent suivant deux dimensions, longueur et largeur, constituant ainsi un empilement de plusieurs séries de passages, les uns étant destinés à la circulation d’un fluide calorigène, en l’occurrence le fluide de travail du cycle, d’autres étant destinés à la circulation d’un fluide frigorigène, en l’occurrence le liquide cryogénique tel le gaz naturel liquéfié à vaporiser.
Des structures d’échange thermique, telles des ondes d’échange thermique ou ailettes, sont généralement disposées dans les passages de l’échangeur. Ces structures comprennent des ailettes qui s’étendent entre les plaques de l’échangeur et permettent d’augmenter la surface d’échange thermique de l’échangeur.
Notons que d’autres types d’échangeurs peuvent toutefois être utilisés, tels des échangeurs à plaques, des échangeurs à tubes et à calandre (« Shell and tubes » en anglais), ou des assemblages de type « core in kettle », c’est-à-dire des échangeurs à plaques ou à plaques et ailettes noyés dans une calandre dans laquelle se vaporise le fluide frigorigène. Dans le cas où les échangeurs sont des échangeurs à tubes, les passages peuvent être formés par les espaces dans, autour et entre les tubes.
Fig. 1 schématise un procédé de récupération de froid à partir d’un courant froid F d’hydrocarbures. En particulier, le courant froid F peut être du gaz naturel.
Dans ce mode de réalisation, un seul cycle de Rankine est mis en œuvre au moyen d’un premier échangeur E1 et d’un deuxième échangeur E2.
Avantageusement, les échangeurs E1 , E2 comprennent chacun un empilement de plusieurs plaques (non visibles) disposées parallèlement les unes au-dessus des autres avec espacement suivant une direction dite d’empilement, qui est orthogonale aux plaques. On obtient ainsi une pluralité de passages pour les fluides du procédé qui sont mis en relation d’échange de chaleur via les plaques. Un passage est formé entre deux plaques adjacentes. De préférence, l’écart entre deux plaques successives est petit devant la longueur et la largeur de chaque plaque successive, de sorte que chaque passage de l’échangeur a une forme parallélépipédique et plate. Les passages destinés à la circulation d’un même fluide forment une série de passages. Chaque échangeur comprend plusieurs séries de passages configurés pour canaliser les différents fluides du procédé parallèlement à une direction globale d’écoulement z, les passages d’une série étant agencés, en tout ou partie, en alternance et/ou de façon adjacente avec tout ou partie des passages d’une autre série.
L’étanchéité des passages le long des bords des plaques est généralement assurée par des barres d’étanchéité latérales et longitudinales fixées sur les plaques. Les barres d’étanchéité latérales n’obturent pas complètement les passages mais laissent des ouvertures d’entrée et de sortie servant à l’introduction et à l’évacuation des fluides. Ces ouvertures d’entrée et de sortie sont réunies par des collecteurs, généralement de forme semi-tubulaire, assurant une répartition et une récupération homogène du fluide sur l’ensemble des passages d’une même série.
Dans la suite, on parlera d’un ou au moins un passage, étant entendu que le passage peut faire partie d’une série de plusieurs passages destinés à l’écoulement d’un même fluide.
Etant entendu que ces caractéristiques structurelles sont applicables en tout ou partie aux autres échangeurs décrits dans la présente demande.
Le premier échangeur E1 joue le rôle de vaporiseur dans le cycle de Rankine. Comme on le voit sur Fig. 1 , un premier fluide de travail W1 circule dans au moins un premier passage 1 à partir d’une entrée 1 a jusqu’à une sortie 1 b. Un premier courant chaud est introduit dans le premier échangeur à partir d’une entrée 21 jusqu’à une sortie 22. Le premier fluide de travail W1 est vaporisé au moins partiellement par échange de chaleur avec le premier courant chaud C1 .
Après sa sortie du premier échangeur E1 , le premier fluide de travail W1 vaporisé est détendu dans un premier organe de détente, de préférence une turbine, couplée à un générateur électrique G convertissant l’énergie cinétique produite par le fluide détendu en énergie électrique.
Après sa détente, le premier fluide de travail W1 entre dans le deuxième échangeur de chaleur E2 à partir d’une entrée 31 jusqu’à une sortie 32 d’au moins un troisième passage 3.
Il est à noter que le premier fluide de travail W1 issu de la détente dans le premier organe peut éventuellement être à l’état diphasique et être introduit avec ou sans séparation des phases liquide et gazeuse en amont du deuxième échangeur E2.
Le premier fluide de travail W1 est mis en relation d’échange thermique avec le courant froid F circulant dans au moins un quatrième passage 4 du deuxième échangeur E2 à partir d’une entrée 41 jusqu’à une sortie 42. Le premier fluide de travail W1 est condensé en réchauffant le premier courant froid F1 et sort à l’état liquide par la sortie 32 pour être ensuite reconduit dans le premier échangeur E1 , après pressurisation par un organe élévateur de pression tel une pompe, ce qui ferme le cycle de Rankine.
De préférence, le courant froid F est introduit par l’entrée 41 du deuxième échangeur E2 à l’état liquide, de préférence totalement liquide et sort au moins partiellement, de préférence totalement vaporisé par la sortie 42.
Par « courant chaud » ou « courant froid », on entend un courant formé d’un ou plusieurs fluides fournissant une source de chaleur ou de froid par échange de chaleur avec un autre fluide. Selon l’invention, le cycle de Rankine décrit ci-dessus est mis en œuvre dans un premier mode de fonctionnement dans lequel le procédé selon l’invention assure une récupération du contenu frigorifique du courant froid F afin de produire de l’électricité.
Selon l’invention, le procédé présente en outre un deuxième mode de fonctionnement, dans laquelle le contenu frigorifique du courant froid F est récupéré non pas pour produire de l’électricité mais pour liquéfier un courant d’alimentation.
Dans ce deuxième mode de fonctionnement, un courant d’alimentation 200 est introduit dans au moins un dixième passage 10 du deuxième échangeur E2 qui est en relation d’échange thermique avec au moins le quatrième passage 4 dans lequel circule le courant froid F. Au moins une partie du courant d’alimentation 200 se condense contre le courant froid F, donnant lieu, en sortie du passage 10, à un courant d’alimentation 201 au moins partiellement liquéfié, de préférence totalement liquéfié. De préférence le courant froid F circule à contre-courant avec le courant d’alimentation 200 dans le premier mode de fonctionnement et/ou à contre-courant avec le fluide de travail W1 condensé dans le deuxième échangeur E2 dans le deuxième mode de fonctionnement. Le courant froid F peut être vaporisé en tout ou partie dans le passage 4 contre le fluide de travail W1 , c’est-à-dire par échange de chaleur avec le fluide de travail W1 .
Le courant d’alimentation 201 ainsi obtenu est envoyé vers un réservoir de stockage 203. Le courant 201 au moins partiellement liquéfié peut ainsi être stocké à une pression de stockage comprise de préférence entre 1 et 10 bar, de préférence entre 1 et 5 bar et à une température cryogénique de l’ordre de la température d’équilibre du fluide à la pression de stockage.
Notons que le courant d’alimentation 201 peut éventuellement être détendu dans un troisième organe de détente 202 de façon à former une phase gazeuse et une phase liquide dudit courant d’alimentation 201 . Une telle détente du courant d’alimentation 201 au moins partiellement liquéfié est opérée lorsque le stockaqe dans le réservoir 203 est réalisé à la pression atmosphérique ou du moins à une pression relativement basse par rapport à celle du réseau de liquéfaction qui peut aller jusqu’à 20 bar, voire jusqu’à 40 bar. En effet, la liquéfaction du courant d’alimentation 200 se fait de façon plus efficace dans l’échangeur lorsqu’on travaille à ces hautes pressions.
Le procédé de l’invention permet une récupération efficace des frigories du courant froid F avec une flexibilité accrue puisque les frigories peuvent être utilisés pour générer de l’électricité ou liquéfier un courant d’alimentation, le choix du mode de fonctionnement se faisant selon les besoins du moment. Dans le cas où le courant froid est un liquide cryogénique, en particulier du gaz naturel, le procédé permet de regazéifier le courant froid tout en valorisant son contenu frigorifique. Le passage de l’un à l’autre des modes de fonctionnement est relativement simple et ne nécessite pas de modifier l’installation industrielle. De plus, la liquéfaction de courants d’alimentation permet de constituer des stocks de fluide à l’état liquide à des coûts réduits afin d’assurer une continuité de fourniture de gaz, par exemple lorsqu’une usine de production est à l’arrêt.
Il est à noter que Fig. 1 illustre une configuration dans laquelle, optionnellement, le courant d’alimentation 201 issu des passages 10 circule dans un sur-refroidisseur 205 préalablement à sa détente et à son introduction dans le réservoir de stockage 203. Par « sur-refroidisseur », on entend tout dispositif d’échange de chaleur configuré pour produire à sa sortie un liquide à une température inférieure à sa température d’équilibre à la pression opératoire.
En sortie du sur-refroidisseur 205, le courant d’alimentation 201 est détendu dans le troisième organe de détente 202, formant une phase gazeuse et une phase liquide (phénomène dit de « flash ») qui sont introduites ensemble dans le réservoir 203. On récupère, en tête du réservoir de stockage 203, un flux gazeux 204 résultant du flash que l’on introduit dans le sur-refroidisseur 205 de sorte à refroidir encore plus le courant d’alimentation 201 par échange de chaleur dans le sur-refroidisseur 205, de préférence à contre-courant. Cette configuration offre l’avantage de valoriser les frigories du flux gazeux 204 qui sont habituellement évacués du stockage et perdus. Après sa sortie du sur-refroidisseur 205, le flux gazeux 204 peut être comprimé dans un dispositif de compression pour former un flux gazeux comprimé 206 qui peut être recyclé dans le courant d’alimentation 200 avant introduction dans le dixième passage 10.
Il est aussi envisageable que le courant d’alimentation 201 au moins partiellement liquéfié soit introduit directement dans le réservoir 203.
De préférence, le procédé selon l’invention fonctionne de façon alternée entre le premier et le deuxième mode de fonctionnement. La sélection entre le premier et le deuxième mode est réalisée en fonction de la détermination d’au moins un paramètre représentatif d’une demande en électricité. Le procédé peut être opéré dans le premier mode de fonctionnement lorsque le paramètre est supérieur ou égal à un seuil prédéterminé ou dans le deuxième mode de fonctionnement lorsque le paramètre est inférieur au seuil prédéterminé.
De préférence, dans le deuxième mode de fonctionnement, on stoppe les débits de circulation dans les passages d’échange de chaleur d’au moins l’un parmi : le premier courant chaud C1 , le deuxième courant chaud C2, le premier fluide de travail W1 et/ou le deuxième fluide de travail W2. En particulier, le procédé peut comprendre au moins une étape de détermination d’au moins une valeur de puissance électrique instantanée et/ou d’énergie électrique qui peut être prédéterminée ou bien mesurée sur un réseau de fourniture d’électricité ou une installation industrielle, par exemple à partir de mesures directes des paramètres physiques de l'installation, tels que la tension électrique d'alimentation, l'intensité du courant électrique délivré,... ou bien à partir d’un historique de consommations de ladite installation. De même pour un réseau électrique, la consommation peut être déterminée instantanément ou à partir d’un historique de données, en fonction par exemple de l’heure de la journée ou de la période de l’année.
Le procédé est opéré dans le premier mode de fonctionnement lorsque ladite valeur est supérieure ou égale à un seuil prédéterminé ou dans le deuxième mode de fonctionnement lorsque ladite valeur est inférieure au seuil prédéterminé. Cela permet d’effacer les pics de consommation de ladite installation et ainsi réduire les tensions sur le réseau électrique.
On peut ainsi réagir plus efficacement aux variations de la demande en énergie et éviter un phénomène de surproduction par rapport à la consommation électrique réelle des utilisateurs du réseau de fourniture d’électrique, tout en continuant à valoriser l’énergie frigorifique du courant froid par une autre utilisation.
De façon alternative ou complémentaire, le procédé peut comprendre une étape de détermination d’au moins une autre valeur de puissance électrique instantanée et/ou d’énergie électrique produite par une unité de production d’électricité distincte. Le procédé est opéré dans le premier mode de fonctionnement lorsque ladite valeur est inférieure ou égale à un autre seuil prédéterminé ou dans le deuxième mode de fonctionnement lorsque ladite valeur est supérieure à l’autre seuil prédéterminé. On peut ainsi s’adapter à une production intermittente d’électricité, comme c’est le cas par exemple en production photovoltaïque ou éolienne, en particulier en choisissant d’utiliser les frigories du courant froid pour liquéfier le courant d’alimentation lorsqu’un surplus d’énergie est produit par l’unité de production.
On peut aussi envisager un fonctionnement simultanément du procédé suivant le premier et le deuxième modes. Dans ce cas, une partie des frigories du courant froid est récupérée pour produire de l’énergie électrique et une autre partie des frigories du courant froid est utilisée pour liquéfier le courant d’alimentation. On adapte le premier mode et le deuxième mode de façon à produire plus de courant d’alimentation liquéfié et moins d’énergie électrique lorsque la demande en électricité diminue et inversement lorsque la demande en électricité augmente. Un mode d’adaptation peut être de faire varier le débit de circulation d’au moins le premier fluide de travail W1 et/ou le deuxième fluide de travail W2 dans leurs passages respectifs En réduisant le débit de circulation du ou des fluides de travail, on a besoin de récupérer moins de frigories du courant froid pour condenser les fluides de travail, ce qui augmente les frigories disponibles pour liquéfier le courant d'alimentation 200. On produit ainsi plus de courant d’alimentation liquide et moins d'électricité. Une augmentation du débit de circulation du ou des fluides de travail produit le phénomène inverse et privilégie donc la production d’électricité lorsque la demande l’exige, tout en continuant à produire une quantité réduite de courant liquide. De préférence, le procédé selon l’invention fonctionne de sorte à produire soit de l’énergie électrique uniquement, soit à la fois de l’énergie électrique dans une marche sensiblement réduite et du courant d’alimentation liquide. Pour opérer le deuxième mode de fonctionnement, on peut ainsi mettre en œuvre des baisses de débits de fluide pour le premier fluide W1 et/ou le deuxième fluide W2 comprises entre 2 et 50%, de préférence au moins 5% et/ou au plus 20%, de préférence encore entre 5 et 15%. De préférence, en fonctionnement à deux cycles combinés, la réduction de débit appliquée au premier fluide est plus importante que la réduction appliquée au deuxième fluide.
Avantageusement, le procédé selon l’invention peut mettre en œuvre dans le premier mode de fonctionnement, une combinaison de plusieurs cycles de Rankine afin d’augmenter le rendement énergétique du procédé.
Fig. 2 illustre la combinaison d’un premier et d’un deuxième cycles de Rankine selon une première variante de réalisation. Etant entendu qu’un procédé selon l’invention peut comprendre un nombre supérieur à deux cycles de Rankine combinés selon les mêmes principes que ceux exposés ci-après dans le cas de deux cycles de Rankine, que ce soit dans la première variante ou la deuxième variante décrite plus bas.
Le premier cycle de Rankine est mis en œuvre au moyen d’un premier échangeur E1 et d’un deuxième échangeur E2, conformément à la description du cycle simple faite ci-dessus.
Le deuxième cycle de Rankine utilise un deuxième fluide de travail W2, de préférence de composition différente de celle du premier fluide de travail W1 . Le deuxième fluide de travail W2 est introduit dans un troisième échangeur E3 par une entrée 51 jusqu’à une sortie 52 et circule dans au moins un cinquième passage 5 dans lesquels il est vaporisé au moins partiellement par échange de chaleur avec un deuxième courant chaud C2 circulant dans au moins un sixième passage 6 entre une entrée 61 et une sortie 62. Le deuxième fluide de travail W2 est détendu selon les mêmes principes que le premier cycle et introduit, éventuellement à l’état diphasique et éventuellement avec séparation des phases avant introduction, dans un quatrième échangeur de chaleur E4 à partir d’une entrée 71 jusqu’à une sortie 72 d’au moins un septième passage 7 dans lesquels il est condensé en réchauffant un deuxième courant froid F2 circulant dans au moins un huitième passage 8. Le quatrième échangeur E4 forme le condenseur du deuxième cycle. Le deuxième fluide de travail W2 issu de la sortie 72 à l’état liquide est pompé et réintroduit par l’entrée 51 des passages 5, ce qui referme le deuxième cycle.
Notons que le courant froid F peut être vaporisé en tout ou partie et/ou réchauffé dans le premier cycle de Rankine (passage 4) par échange de chaleur avec le premier fluide W1 . Le courant froid F peut être vaporisé en tout ou partie dans le deuxième cycle de Rankine (passage 8) par échange de chaleur avec le deuxième fluide W2.
Selon une possibilité, le courant froid F est seulement réchauffé dans le au moins un quatrième passage 4 et il est vaporisé seulement dans le huitième passage 8. Le premier cycle a pour source froide uniquement la chaleur sensible de dé-sous refroidissement du courant froid.
Selon une autre possibilité, le courant froid est partiellement vaporisé dans le quatrième passage 4. Le premier cycle a pour source froide la chaleur sensible de dé sous refroidissement du courant froid et une partie de la chaleur latente de vaporisation du courant froid.
Selon une autre possibilité, le courant froid F est vaporisé uniquement dans le au moins un quatrième passage 4, i. e. sort totalement vaporisé du quatrième passage 4. Le premier cycle a pour source froide la chaleur sensible de dé-sous refroidissement du courant froid et toute la chaleur latente de vaporisation du courant froid, avec éventuellement une chaleur sensible de réchauffage du courant froid vaporisé.
Le courant froid F peut aussi être partiellement vaporisé dans le quatrième passage 4 et être partiellement vaporisé dans le huitième passage 8.
Notons qu’il est possible, dans le cadre de l’invention, que le premier fluide de travail W1 sortant condensé du troisième passage 3 soit réintroduit dans le deuxième échangeur E2 pour y circuler avant d’être réintroduit dans le premier échangeur E1 . Cette configuration est privilégiée quand le premier fluide de travail W1 n’est pas un corps pur mais un mélange de plusieurs constituants, car il offre l’avantage de réchauffer encore la température à laquelle le premier fluide de travail W1 sort du deuxième échangeur E2. Selon le même principe, le deuxième fluide de travail W2 sortant condensé des passages 7 peut aussi être réintroduit dans le quatrième échangeur E4, avant d’être réintroduit dans le troisième échangeur E3. Fig. 3 représente ce type de configuration.
Ce principe de passes supplémentaires dans le ou les échangeurs de condensation est applicable aux autres modes de réalisation décrits dans la présente demande (voir par exemple Fig. 4, passages 14, 15).
De façon alternative, on pourra envisager d’introduire les premier et deuxième fluides de travail W1 , W2 directement dans les premier et troisième échangeurs respectivement, sans passe supplémentaire dans les deuxième et quatrième échangeurs.
Dans le premier mode de fonctionnement, le courant froid F alimente en série le premier cycle de Rankine et le deuxième cycle de Rankine dans lesquels il est vaporisé et réchauffé progressivement contre les deuxième et premier fluides de travail W2, W1 . A ce titre, F peut donc éventuellement être à l’état diphasique. Le premier cycle de Rankine et le deuxième cycle de Rankine permettent de générer de l’électricité.
Dans le deuxième mode de fonctionnement, le courant froid F alimente en série le deuxième échangeur E2 et le quatrième échangeur E4 dans lesquels il est vaporisé et réchauffé progressivement contre le courant d’alimentation 200. Le courant d’alimentation 200 alimente en série le quatrième échangeur E4 et le deuxième échangeur E2 dans lesquels il est refroidi et condensé progressivement.
Un tel arrangement permet de regazéifier le courant froid en assurant une récupération plus efficace du froid sur l’ensemble du gradient de température entre la température d’entrée du courant froid F dans le quatrième passage 4 et la température du courant froid F à la sortie du huitième passage 8. En effet, la récupération des frigories du courant froid s’effectue séparément sur des portions de passages 4, 8 où il présente des niveaux de températures différents. Il est alors possible d’adapter au mieux les caractéristiques de chacun des premiers et deuxième fluide de travail, afin qu’ils présentent des températures d’ébullition adaptées à ces niveaux de températures, aux niveaux de pressions hautes et basses que l’on aura choisies pour chacun des deux cycles. On dispose ainsi d’un très grand degré de liberté pour augmenter le rendement énergétique du procédé, notamment en ajustant les températures, les pressions et/ou les compositions des fluides de travail en fonction des caractéristiques du courant froid F à réchauffer, notamment sa pression, sa température, sa composition...
Avantageusement, le courant froid F sortant en 82 du huitième passage 8 est introduit dans au moins un neuvième passages 9 d’un cinquième échangeur E5, afin d’y poursuivre son réchauffement contre un troisième courant chaud C3 dans le premier mode de fonctionnement ou contre le courant d’alimentation 200 dans le deuxième mode de fonctionnement. Ceci est avantageux dans les cas où la température obtenue en sortie 82 de l’échangeur E4 est trop basse et incompatible avec le matériau formant les canalisations du réseau de distribution du gaz naturel. Dans ce cas, le courant d’alimentation est introduit dans au moins un treizième passage 13 en amont de son introduction dans les passages 1 1 , ce qui permet, dans le deuxième mode de fonctionnement, de refroidir encore plus efficacement le courant d’alimentation 200.
De préférence, le courant d’alimentation 200 est introduit dans le procédé, c’est- à-dire dans l’échangeur traversé en premier lieu par le courant 200, qui peut être E2, E5, E4, E3 selon la configuration retenue, à une température comprise entre 0 et 30°C. De préférence, le courant d’alimentation 200 est introduit dans le procédé à l’état totalement gazeux.
Avantageusement, le courant d’alimentation 200 est formé majoritairement, de préférence en totalité ou en quasi-totalité, d’un gaz de l’air, de préférence de l’azote, de l’oxygène ou de l’argon.
Par gaz de l’air, on entend un gaz entrant dans la composition de l’air tel que l'argon, le dioxyde de carbone, l'hélium, l'azote et l'oxygène.
En particulier, l’installation mettant en œuvre le procédé selon l’invention peut être intégré à un système comprenant au moins une unité de production dudit courant d’alimentation, par exemple une unité de séparation d’air (ou ASU pour « Air Séparation Unit »), de préférence par distillation cryogénique, reliée fluidiquement à ladite installation, en particulier aux passages 10, 1 1 et/ou 13 selon le mode de réalisation considéré, de préférence via au moins une canalisation. Dans le deuxième mode de fonctionnement, l’installation peut ainsi être utilisée pour liquéfier, avant stockage, le courant d’alimentation issu de l’unité de production. L’installation mettant en œuvre le procédé selon l’invention peut aussi être reliée fluidiquement à un réseau de distribution de gaz de l’air.
Selon la configuration adoptée, le courant froid F récupéré à l’issue des sorties 82 ou 92 alimente au moins une canalisation d’un réseau de distribution de fluide (en 100), en particulier un réseau de distribution d’hydrocarbures tel que le gaz naturel.
De préférence, les entrées et sorties des passages 3, 7 de condensation sont agencées de sorte que le premier et deuxième fluides de travail W1 , W2 sont condensés à contre-courant avec le courant froid F. De préférence, les courants chauds C1 , C2 des cycles circulent à contre-courant des fluides de travail vaporisés dans chaque cycle. De préférence, le troisième courant C3 circule à contre-courant du courant froid F circulant éventuellement dans les passages 9. A noter qu’un même courant chaud peut former C1 , C2 voire C3 en circulant en série dans le troisième échangeur, le premier échangeur et éventuellement le cinquième échangeur.
Ces directions d’écoulement des fluides permettent de maximiser la température de sortie des fluides de travail W1 et W2, et donc de maximiser la puissance délivrée par les turbines durant la détente.
Fig. 2 et suivantes illustrent des configurations dans lesquelles les cycles de Rankine sont opérés dans des échangeurs formant des entités physiquement distinctes les unes des autres, i. e. formant chacun au moins un empilement distinct de plaques et de passages.
Dans le cadre de l’invention, il est également possible d’agencer certains des passages de fluide au sein d’un même empilement. Cela est envisageable en particulier avec des échangeurs du type à plaques brasés et permet de réduire la complexité et les coûts de fabrication de l’installation mettant en œuvre plusieurs cycle de Rankine combinés.
Ainsi, le premier échangeur E1 , le troisième échangeur E3, avec éventuellement le cinquième échangeur E5, peuvent former un même échangeur commun et/ou le deuxième échangeur E2 et le quatrième échangeur E4 peuvent forment un autre échangeur commun.
Dans le cas d’échangeurs mis en commun, lorsque l’on considère des passages d’une série et des passages d’une autre série dans lesquels un fluide circule en série, chaque passage de ladite série forme un prolongement d’un passage correspondant de l’autre série, et donc un seul et même passage de l’échangeur E formé entre deux mêmes plaques. Ainsi, si on considère E1 et E3 formant un même échangeur, les passages 2 de la deuxième série et le passages 6 de la sixième série sont formés entre les mêmes plaques de l’échangeur E et sont agencés dans la continuité les uns des autres. Un passage 2 et un passage 6 forment ainsi un seul et même passage de l’échangeur E délimité entre deux même plaques de l’échangeur E et dans lequel le courant chaud C2 circule depuis l’entrée 61 jusqu’à la sortie 22.
Lorsque l’on considère des passages d’une série et des passages d’une autre série dans lesquels des fluides différents circulent, ces passages sont superposés au sein d’un même empilement, de façon adjacente ou non.
Fig. 4 et Fig.5 illustrent la combinaison d’un premier cycle et d’un deuxième cycle de Rankine selon une deuxième variante de réalisation.
Dans le premier mode de fonctionnement de cette variante, un deuxième fluide de travail W2 ayant une deuxième pression haute Ph2 est introduit dans au moins un cinquième passage 5 d’un troisième échangeur E3 et vaporisé au moins en partie contre au moins un deuxième courant chaud C2 circulant dans au moins un sixième passage 6. Le deuxième fluide de travail W2 sortant des passages (5) est détendu jusqu’à une deuxième pression basse (Pb2) dans un deuxième organe de détente coopérant avec un deuxième générateur électrique de façon à produire de l’énergie électrique.
Le deuxième fluide de travail W2 ainsi détendu est introduit, éventuellement à l’état diphasique, dans le deuxième passage 2 et forme ainsi, au moins en partie, le courant chaud dans le premier cycle pour vaporiser le premier fluide de travail W1 circulant dans le premier passage 1 .
Le deuxième fluide de travail W2 est condensé contre au moins le courant froid F circulant dans le huitième passage 8. Après sortie des passages 2, on élève la pression du deuxième fluide de travail W2 jusqu’à la deuxième pression haute Ph2 et on réintroduit le deuxième fluide de travail W2 dans le passage 5.
L’utilisation du deuxième fluide de travail comme premier courant chaud du premier cycle permet de récupérer dans le deuxième cycle les frigories de la vaporisation ayant lieu dans le premier cycle froid, et ce lors de la liquéfaction ayant lieu dans le deuxième cycle. La quantité d’énergie récupérée est ainsi plus importante que dans des arrangements où ces frigories ne sont pas valorisés puisqu'on vient simplement refroidir du courant chaud.
En outre, dans un arrangement en série tel que décrit en référence aux figures 2 ou 3, le premier cycle fonctionne entre la température froide du courant froid et la température du courant chaud du cycle. Alors que dans un arrangement en cascade où le deuxième fluide de travail est utilisé comme premier courant chaud du premier cycle, tel que décrit en référence aux figures 4 ou 5, le premier cycle fonctionne entre la température froide du courant froid, et la température froide du deuxième cycle (qui est inférieure à la température du courant chaud). Cela offre l’avantage de garder un taux de détente modéré et techniquement acceptable pour les turbines.
Dans le deuxième mode de fonctionnement, le courant d’alimentation 200 est introduit, préalablement à son introduction dans le dixième passage, dans au moins un onzième passage 1 1 en relation d’échange thermique avec au moins le huitième passages 8. Le courant d’alimentation 200 est refroidi, avec éventuellement condensation au moins partielle, contre le courant froid F. On obtient ainsi, en sortie du onzième passage 1 1 , un courant d’alimentation 200 refroidi qui est ensuite introduit dans le dixième passage 10.
Le courant d’alimentation 200 peut éventuellement être introduit dans au moins un treizième passage 13 en amont de son introduction dans les passages 1 1 , ce qui permet, dans le deuxième mode de fonctionnement, de refroidir encore plus efficacement le courant d’alimentation 200.
Notons que le courant froid F peut être vaporisé en tout ou partie et/ou réchauffé dans le deuxième cycle de Rankine (passage 4) par échange de chaleur avec le deuxième fluide W2. Le courant froid F peut être vaporisé en tout ou partie et/ou réchauffé (passage 8) dans le premier cycle de Rankine par échange de chaleur avec le premier fluide W1 .
Fig. 4 montre une combinaison de cycles dans laquelle les fluides de travail condensés sont réintroduits dans la partie condenseur avant d’être réintroduits dans la partie vaporiseur et Fig. 5 montre une combinaison dans laquelle les fluides de travail condensés sont réintroduits directement dans la partie vaporiseur.
Il est aussi possible de mettre en œuvre une telle combinaison de cycles mais sans passe supplémentaire du ou des fluides de travail condensés dans les échangeurs de condensation, comme illustré sur Fig. 5.
Selon un mode de réalisation particulier, applicable à la première ou à la deuxième variante, on peut utiliser un même générateur couplé à la fois au premier organe de détente du premier cycle et au deuxième organe de détente du deuxième cycle (non illustré). Le premier générateur et le deuxième générateur sont donc confondus. Ainsi, on économise un générateur et on simplifie l’installation. Cet agencement est possible car les deux cycles de génération d’électricité ont un mode de fonctionnement généralement simultané.
Dans le cadre de la présente invention, le courant froid F peut être un courant d’hydrocarbures liquéfié tel du gaz naturel liquéfié ou un courant de liquide cryogénique tel un courant d’azote liquéfié, un courant d’oxygène liquéfié, un courant d’hydrogène liquéfié.
De préférence, la température d’introduction du courant froid F dans le quatrième passage 4 est inférieure à -100 °C.
Avantageusement, le courant froid F est formé d’un courant d’hydrocarbures, en particulier du gaz naturel, comprenant de préférence, en fraction molaire, au moins 60% de méthane (CFU), de préférence au moins 80%. Le gaz naturel peut éventuellement comprendre de l’éthane (C2H6), du propane (C3H8), du butane (nC4Hio) ou de l’isobutane (iC4Hio), de l’azote, de préférence dans des teneurs entre 0 et 10% (% molaire). Grâce au procédé de l’invention, on effectue la regazéification nécessaire avant d’injecter le gaz naturel dans le réseau de distribution, tout en valorisant les frigories du gaz naturel liquéfié. Des courants froids d’autre nature peuvent avantageusement alimenter le procédé selon l’invention pour être revaporisés avant utilisation. En particulier, un liquide cryogénique, par exemple de l’oxygène liquide, de l’azote liquide, ou encore de l’hydrogène liquide peuvent être utilisés. La vaporisation de tels liquides peut permettre d’assurer une continuité de fourniture de gaz lorsqu’une usine de production est à l’arrêt et permettre d’économiser une partie de l’énergie dépensée pour la constitution des stocks de liquide. Les températures de vaporisation de ces constituants étant bien inférieures à celles du gaz naturel, il pourra être avantageux de mettre en œuvre un procédé combinant trois cycles de Rankine, voire plus, dans la continuité d’une des descriptions précédentes.
Le courant froid à revaporiser peut être un liquide cryogénique à très basse température, c’est-à-dire une température qui peut être inférieure à -170°C, voire inférieure à -200°C. La mise en œuvre de trois ou plus cycle sera alors avantageuse.
De préférence, et lorsque le fluide à vaporiser est du GNL, le premier fluide de travail W1 et le deuxième fluide de travail W2 sont des fluides organiques, c’est-à-dire des fluides comprenant un ou plusieurs composants organiques. Il est aussi envisageable que les cycles de Rankine du procédé selon l’invention ne soient pas des cycles organiques.
Avec des liquides cryogéniques à vaporiser ayant des constituants à plus bas point d’ébullition que le GNL, le fluide de travail du cycle travaillant à la plus basse température pourra comprendre un ou plusieurs composants tels que l’hydrogène, l'azote, l’argon, l’hélium, le néon, en complément ou substitution de tout ou partie des composés organiques. On pourra ainsi envisager de travailler avec des fluides de travail exempts de composants organiques.
Selon une première possibilité, on pourra utiliser des corps purs de nature différente pour former le premier fluide W1 et/ou le deuxième fluide W2. En particulier, on pourra utiliser de l’éthylène comme premier fluide de travail W1 et de l’éthane comme deuxième fluide de travail W2. Ce choix s’explique par les propriétés physiques de ces constituants qui présentent des pressions de vapeur saturantes pour la gamme de température balayée par la vaporisation de GNL compatible avec une bonne tenue mécanique des échangeurs en aluminium brasé et des composants des turbines de détente. Ainsi, l’utilisation de tels composants dans les cycles ORC permet de concevoir des systèmes compacts et efficaces.
Dans le cadre de l’invention, on utilise préférentiellement des fluides de travail de compositions différentes dans les différents cycles de Rankine mais il reste envisageable d’utiliser des fluides de travail de même composition, en ajustant alors de façon appropriée les pressions opératoires de ces fluides. Ceci est possible pour des écarts de températures relativement faibles entre les courants froids et chauds des cycles, par exemple lorsque le deuxième courant froid est un gaz liquéfié à très haute pression et le premier courant chaud est de l’eau de mer à température suffisamment basse.
Selon une autre possibilité, on pourra utiliser des fluides de travail mixtes comprenant des mélange d’hydrocarbures, de préférence des mélanges d’hydrocarbures contenant chacun au moins deux hydrocarbures choisis parmi le méthane, l’éthylène (C2H4), le propane, l’éthane, le butane ou l’isobutane, le butène. Le premier fluide de travail W1 et le deuxième fluide de travail W2 peuvent éventuellement comprendre au moins un composant additionnel choisi parmi l’hydrogène, l'azote, l’argon, l’hélium, le néon, en complément ou substitution des composants organiques, et ce en particulier si le liquide cryogénique à vaporiser présente un point d’ébullition plus bas que celui du méthane.
L’utilisation de fluides de travail mixtes permet de diminuer les pertes énergétiques liées à l’irréversibilité des échanges de chaleurs entre fluides froids et chauds en réduisant les écarts de températures entre les courants froids et les fluides de travail en chaque point selon la longueur de l’échangeur. Les compositions, pressions avant et après détente et/ou températures de chaque fluide pourront être adaptées afin d’assurer la meilleure récupération d’énergie possible.
Notons que dans le cas où les fluides de travail sont mixtes, i.e. sont des mélanges, ceux-ci sortent du ou des échangeurs liquides à très basse température et qu’il est alors avantageux d’opérer une réintroduction des fluides condensés dans le ou les échangeurs concernés afin de les réchauffer et maximiser leur température de sortie au bout chaud et donc la production d’électricité lors de leur détente dans la turbine.
En particulier, les proportions en fractions molaires (%) des composants du premier mélange d’hydrocarbures peuvent être (% molaire) :
Méthane : 20 à 60%, de préférence 30 à 50%
Propane : 0 à 20%, de préférence 0 à 10%
Ethylène : 20 à 70%, de préférence 30 à 60%
Les proportions en fractions molaires (%) des composants du deuxième mélange d’hydrocarbures peuvent être:
Méthane : 0 à 20%, de préférence 0 à 10%
Propane : 20 à 60%, de préférence 30 à 50%
Ethylène : 20 à 60%, de préférence 30 à 50%
Isobutane : 0 à 20%, de préférence 0 à 10% De préférence, le premier courant chaud C1 , le deuxième courant chaud C2 et/ou le troisième courant chaud C3, sont formés d’eau de mer, de préférence à une température d’entrée dans l’échangeur supérieure à 0 °C, de préférence comprise entre 10 et 30 °C.
De préférence, le courant froid F est un courant d’hydrocarbures introduit totalement liquéfié à l’entrée 41 à une température comprise entre -140 et -170 °C.
Dans le cas où le courant froid F est formé par un liquide d’une autre nature, tel de l’oxygène, de l’azote, de l’hydrogène liquide, la température du fluide à l’entrée 41 est de préférence de l’ordre de sa température d’équilibre à la pression de stockage.
De préférence, le courant froid F présente une température comprise entre -85 et -105°C à la sortie 42, une température comprise entre -10 et -20°C à la sortie 82 et/ou une température comprise entre 5 et 50°C à la sortie 92, pour être introduit à cette température dans un réseau de distribution 100. De préférence, le courant froid F sort totalement vaporisé par les sorties 42, 82 ou 92 selon le cas.
De préférence, le courant froid présente une pression comprise entre 10 et 100 bar tout au long des passages dans lesquels il s’écoule.
De préférence, dans le cadre de l’invention, le courant d’alimentation 200 présente une température comprise entre -170 et -140°C en sortie du quatrième passage 4, une température comprise entre -1 10 et -80°C en sortie du huitième passage 8 et/ou une température comprise entre -20 et -10°C en sortie du neuvième passage 9.
De préférence, le premier fluide de travail W1 présente, après sa condensation dans le troisième passage 3, une première température T1 . Le deuxième fluide de travail W2 présente, après sa condensation dans le septième passage 7, une deuxième température T2, avec T2 supérieure à T1 .
De préférence, T2 est comprise entre -60 et -30 °C et T1 comprise entre -1 10 et -70 °C. Selon une autre possibilité, T2 est comprise entre -1 10 et -80 °C et T1 comprise entre -160 et -120 °C.
De préférence, le premier fluide de travail W1 sort vaporisé du au moins un premier passage 1 à une température comprise entre 0 et -30 °C et/ou le deuxième fluide de travail W2 sort vaporisé du cinquième passage 5 à une température comprise entre 5 et 25 °C.
De préférence, le premier fluide de travail W1 et le deuxième fluide de travail W2 sortent du troisième passage 3 et du septième passage 7 respectivement à des première et deuxième pressions dites basses Pb1 , Pb2, et entrent dans le premier passage 1 et dans le cinquième passage 5 respectivement à des première et deuxième pressions dites hautes Ph1 , Ph2. De préférence, les première et/ou deuxième pressions hautes Ph1 , Ph2 sont comprises entre 10 et 40 bar et/ou les première et/ou deuxième pressions basses Pb1 , Pb2 sont comprises entre 1 et 5 bar. De préférence encore, la première pression haute Ph1 est supérieure à la première pression basse Pb1 d’un facteur multiplicateur compris entre 2,5 et 15 et/ou la deuxième pression haute Ph2 est supérieure à la deuxième pression basse Pb2 d’un facteur multiplicateur compris entre 2,5 et 15. Ces valeurs et rapports de pressions permettent d’adapter le procédé aux courbes enthalpiques des fluides et d’ajuster au mieux les températures d’équilibre. Plus on travaille à pression élevée, plus la quantité d’énergie récupérée est importante. Un facteur multiplicateur d’au moins 2,5 permet de récupérer une quantité d’énergie suffisamment intéressante. En pratique, les pressions sont limitées par la capacité des organes de détente.
Bien entendu, tout ou partie des caractéristiques mentionnées ci-dessus pour le premier fluide de travail et le deuxième fluide de travail sont applicables au cas où un unique fluide de travail est mis en œuvre, par exemple comme sur Fig. 1 .
Afin de démontrer l’efficacité de l’invention, des simulations ont été réalisées pour calculer les rendements énergétiques obtenus avec un cycle de Rankine simple (simulation n°1 ) et des combinaisons de cycles de Rankine selon des modes de réalisations de l’invention (simulations n°2 n°3 et n°4).
Les courants froids étaient du gaz naturel comprenant 90,5% de méthane, 7,3% d’éthane, 1 ,5% de propane, 0,2% de butane, 0,3% d’isobutane, 0,2% d’azote (% molaire).
Simulation n°1 :
La configuration d’échangeurs utilisée était selon Fig. 1 . L’unique fluide de travail était du propane. La pression du fluide de travail W1 était de 7,5 bar à l’entrée de l’échangeur de vaporisation et de 1 ,5 bar à la sortie 32 de l’échangeur de condensation. Le courant chaud était de l’eau de mer à une pression de 5 bar et une température de 23 °C à l’entrée de l’échangeur de vaporisation.
Simulation n°2 :
La configuration d’échangeurs utilisée était selon Fig. 2. Les fluides de travail étaient des corps purs. Le premier fluide de travail W1 était de l’éthylène. Le deuxième fluide de travail était de l’éthane. La pression du premier fluide de travail W1 était de 32 bar à l’entrée 1 a et de 2 bar à la sortie 32. La pression du deuxième fluide de travail W2 était de 27 bar à l’entrée 51 et de 5,8 bar à la sortie 72. La pression du gaz naturel était de 90 bar à l’entrée 41 et de 89 bar à la sortie 92. Les courants chauds C1 , C2, C3 était de l’eau de mer à une pression de 5 bar en entrée et en sortie des passages 2, 6, 12. Tableau 1 indique les températures de fluides calculées en entrée ou sortie de différents passages.
Tableau 1
Simulation n°3 :
La configuration d’échangeurs utilisée était selon Fig. 3, Le premier fluide de travail W1 était un mélange d’hydrocarbures comprenant 53% d’éthylène, 41 % de méthane, 6% de propane (% molaire). Le deuxième fluide de travail W2 était un mélange d’hydrocarbures comprenant 46% d’éthylène, 38% de propane, 8% de méthane, 8% d’isobutane (% molaire). La pression du premier fluide de travail W1 était de 31 ,0 bar à l’entrée 23 et de 1 ,8 bar à la sortie 32. La pression du deuxième fluide de travail W2 était de 12,4 bar à l’entrée 43 et de 4,6 bar à la sortie 72. La pression du gaz naturel était de 90 bar à l’entrée 41 et de 89,5 bar à la sortie 82. Les courants chauds C1 , C2, C3 était de l’eau de mer à une pression de 5 bar en entrée et en sortie des passages 2, 6 et 12. Tableau 2 indique les températures de fluides calculées en entrée ou sortie de différents passages.
Tableau 2
Simulation n°4:
La configuration d’échangeurs utilisées était selon Fig. 5. Les fluides de travail étaient des corps purs. Le premier fluide de travail W1 était de l’éthylène. Le deuxième fluide de travail était de l’éthane. La pression du premier fluide de travail W1 était de 8,1 bar à l’entrée 1 a et de 2,1 bar à la sortie 32. La pression du deuxième fluide de travail W2 était de 27 bar à l’entrée 51 et de 5,8 bar à la sortie 22. La pression du gaz naturel était de 90 bar à l’entrée 41 et de 89 bar à la sortie 92. Le courant chaud C2 était de l’eau de mer à une pression de 5 bar en entrée et en sortie des passages 6. Tableau 3 indique les températures de fluides calculées en entrée ou sortie de différents passages.
Tableau 3
Simulation n°5:
La configuration d’échangeurs utilisées était selon Fig. 4. Le premier fluide de travail W1 était un mélange d’hydrocarbures comprenant 55,4% d’éthylène, 41 % de méthane, 3,6% de propane (% molaire). Le deuxième fluide de travail était un mélange d’hydrocarbures comprenant 46% d’éthylène, 38% de propane, 8% de méthane, 8% d’isobutane. La pression du premier fluide de travail W1 était de 16,7 bar à l’entrée 141 et de 1 ,7 bar à la sortie 32. La pression du deuxième fluide de travail W2 était de 12 bar à l’entrée 151 et de 4,2 bar à la sortie 22. La pression du gaz naturel était de 90 bar à l’entrée 41 et de 89,5 bar à la sortie 82. Le courant chaud C1 était de l’eau de mer à une pression de 5 bar en entrée et en sortie des passages 2. Tableau 3 indique les températures de fluides calculées en entrée ou sortie de différents passages.
Tableau 4
Avec la simulation n°1 , le rendement énergétique obtenu dans le premier mode de fonctionnement du procédé était de 0,016 kWh/Nm3.
Avec la simulation n°2, le rendement énergétique obtenu dans le premier mode de fonctionnement du premier cycle était de 0,01 14 kWh/Nm3 et le rendement énergétique du deuxième cycle de Rankine était de 0,0049 kWh/Nm3, soit un rendement total du procédé de 0,01634 kWh/Nm3, représentant un gain de l’ordre de 2% par rapport à la simulation n°1 . Avec la simulation n°3, le rendement énergétique du premier cycle de Rankine était de 0,016 kWh/Nm3 et le rendement énergétique du deuxième cycle de Rankine était de 0,01 1 kWh/Nm3, soit un rendement total de 0,027 kWh/Nm3, représentant un gain de l’ordre de 68% par rapport à la simulation n°1 .
Avec la simulation n°4, le rendement énergétique du premier cycle de Rankine était de 0,0045 kWh/Nm3 et le rendement énergétique du deuxième cycle de Rankine était de 0,0134 kWh/Nm3, soit un rendement total de 0,0179 kWh/Nm3, représentant un gain de l’ordre de 12% par rapport à la simulation n°1 . Avec la simulation n°5, le rendement énergétique du premier cycle de Rankine était de 0,012 kWh/Nm3 et le rendement énergétique du deuxième cycle de Rankine était de 0,021 kWh/Nm3, soit un rendement total de 0,033 kWh/Nm3, représentant un gain de l’ordre de 106% par rapport à la simulation n°1 .
Dans chaque cas, le procédé a été simulé dans les deux modes de fonctionnement. Considérons à titre d’exemple, le procédé selon la simulation n° 5. Dans le premier mode de fonctionnement, le débit de premier fluide de travail était de 1055 Nm3/h et le débit de deuxième fluide de travail était de 3617 Nm3/h.
Dans le deuxième mode de fonctionnement, le débit de premier fluide de travail était de 927 Nm3/h, soit une réduction de 12% (écart relatif) par rapport au premier mode de fonctionnement, et le débit de deuxième fluide de travail était de 3400 Nm3/h, soit une réduction de 6% (écart relatif) par rapport au premier mode de fonctionnement. Un courant d’alimentation 200 formé d’azote était introduit dans l’échangeur E3. Il présentait une pression de l’ordre de 35 bar et une température de l’ordre de 20°C à l’entrée du deuxième échangeur E2.
Un courant d’alimentation 201 liquéfié a été obtenu en sortie du deuxième échangeur, ledit courant 201 ayant une température de l’ordre de -150°C et une pression de l’ordre de 34.5 bar.
Avec un débit de l’ordre de 3000 Nm3/h de GNL, on a pu stocker de l’ordre de 175 Nm3/h d’azote dans le réservoir 203, à une pression de stockage de 10 bar après détente flash préalable et à une température de stockage de -170°C. Cette production d’azote liquide s’accompagnait également d’une génération d’électricité de l’ordre de 0,029 kWh/Nm3GNL, soit une diminution de l’énergie électrique produite de 0,004 kWh/Nm3 par rapport à la simulation n°5 dans le premier mode de fonctionnement seul.
On notera que l’utilisation d’un premier fluide de travail et d’un deuxième fluide de travail mixtes permet d’augmenter significativement les performances du procédé, grâce à l’amélioration des diagrammes d’échange entre le gaz naturel liquéfié et les fluides de travail. A titre illustratif, Fig. 6 montre un comparatif des diagrammes d’échange Chaleur échangée - Température (DH - T), ou courbes enthalpiques, obtenus d’une part avec une combinaison de cycles avec fluides de travail purs selon la simulation n°4 (en (a)) et d’autre part avec une combinaison de cycles avec fluides de travail mixtes selon la simulation n°5 (en (b)). Les diagrammes illustrés sont obtenus pour un débit de 3000 Nm3/h de GNL traité (soit environ une échelle 1/100 d’une unité industrielle). Les courbes A, B, C, D illustrent l’évolution de la quantité de chaleur échangée en fonction de la température, respectivement pour le Gaz naturel et l’ensemble des fluides frigorigènes qui se réchauffent et/ou se vaporisent dans les procédés, incluant le GNL (courbes A et C) et l’ensemble des fluides calorigènes qui se refroid issaent et/ou se condensant dans les procédés, incluant les premier et deuxièmes fluides de travail (courbes B et D), et ce pour chacune des deux configurations simulées. On peut voir sur Fig. 6 b) que l’écart moyen de température est significativement réduit par l’utilisation de fluides de travail composés d’un mélange de constituants, ce qui explique la meilleure efficacité de ce cycle.
Bien entendu, l’invention n’est pas limitée aux exemples particuliers décrits et illustrés dans la présente demande. D’autres variantes ou modes de réalisation à la portée de l’homme du métier peuvent aussi être envisagés sans sortir du cadre de l’invention. Par exemple d’autres configurations d’injection et de d’extraction des fluides du ou des échangeurs, d’autre sens et directions d’écoulement des fluides, d’autres types de fluides... sont envisageables.

Claims

REVENDICATIONS
1 . Procédé de récupération d’énergie frigorifique à partir d’un courant froid (F), dans un système comprenant un réservoir de stockage (203), au moins un générateur électrique (G) et au moins un dispositif d’échange de chaleur comprenant plusieurs passages configurés pour l’écoulement de fluides à mettre en relation d’échange thermique, ledit procédé comprenant, dans un premier mode de fonctionnement, les étapes suivantes :
a) introduction d’un premier fluide de travail (W1 ) ayant une première pression haute (Ph1 ) dans au moins un premier passage (1 ) et vaporisation d’au moins une partie dudit premier fluide de travail (W1 ) contre au moins un premier courant chaud (C1 ) circulant dans au moins un deuxième passage (2) en relation d’échange thermique avec ledit au moins un premier passage (1 ),
b) sortie du premier fluide de travail (W1 ) issu de l’étape a) du premier passage (1 ) et détente jusqu’à une première pression basse (Pb1 ), Pb1 étant inférieure à Ph1 , dans un premier organe de détente coopérant avec un premier générateur électrique de façon à produire de l’énergie électrique,
c) introduction du premier fluide de travail (W1 ) détendu à l’étape b) dans au moins un troisième passage (3) et condensation d’au moins une partie dudit premier fluide de travail (W1 ) contre au moins le courant froid (F) circulant dans au moins un quatrième passage (4) en relation d’échange thermique avec au moins le troisième passage (3), d) sortie du premier fluide de travail (W1 ) au moins partiellement condensé à l’étape c) du troisième passage (3), élévation de la pression dudit premier fluide de travail (W1 ) jusqu’à la première pression haute (Ph1 ) et réintroduction dans le premier passage (1 ), caractérisé en ce que, dans un deuxième mode de fonctionnement, ledit procédé comprend les étapes suivantes :
e) introduction d’un courant d’alimentation (200) dans au moins un dixième passage (10) en relation d’échange thermique avec au moins le quatrième passage (4), f) condensation d’au moins une partie dudit courant d’alimentation (200) contre le courant froid (F) de sorte à produire, en sortie du dixième passage (10), un courant d’alimentation (201 ) au moins partiellement liquéfié, et
g) remplissage du réservoir de stockage (203) avec le courant d’alimentation (201 ) produit à l’étape f).
2. Procédé selon la revendication 1 , caractérisé en ce qu’il comprend en outre les étapes suivantes :
h) introduction du courant d’alimentation (201 ) issu de l’étape f) dans un sur- refroidisseur (205),
i) sortie du courant d’alimentation (201 ) du sur-refroidisseur (205) et détente dans un troisième organe de détente (202) de façon à former une phase gazeuse (204) et une phase liquide dudit courant d’alimentation (201 ),
j) introduction desdites phases gazeuse (204) et liquide dans le réservoir de stockage (203),
k) extraction, à partir du réservoir de stockage (203), d’au moins une partie de la phase gazeuse (204) et introduction dans le sur-refroidisseur (205) de sorte à refroidir le courant d’alimentation (201 ) circulant dans le sur-refroidisseur (205) par échange de chaleur avec la phase gazeuse (204),
L) compression de la phase gazeuse (204) dans un dispositif de compression pour former une phase gazeuse comprimée (206) et introduction de ladite phase gazeuse comprimée (206) dans le courant d’alimentation (200) avant introduction dans le dixième passage (10).
3. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que le courant froid (F) sortant du quatrième passage (4) est introduit dans au moins un huitième passage (8), le procédé comprenant, dans le premier mode de fonctionnement, les étapes supplémentaires suivantes :
m) introduction d’un deuxième fluide de travail (W2) ayant une deuxième pression haute (Ph2) dans au moins un cinquième passage (5) et vaporisation d’au moins une partie dudit deuxième fluide de travail (W2) contre au moins un deuxième courant chaud (C2) circulant dans au moins un sixième passage (6) en relation d’échange thermique avec au moins le cinquième passage (5),
n) sortie du deuxième fluide de travail (W2) au moins partiellement vaporisé à l’étape m) du cinquième passage (5) et détente jusqu’à une deuxième pression basse (Pb2), avec Pb2 inférieure à Ph2, dans un deuxième organe de détente coopérant avec un deuxième générateur électrique de façon à produire de l’énergie électrique,
o) introduction du deuxième fluide de travail (W2) détendu à l’étape n) dans au moins un septième passage (7) en relation d’échange thermique avec au moins le huitième passage (8), et condensation d’au moins une partie dudit deuxième fluide de travail (W2) contre le courant froid (F) circulant dans le huitième passage (8), p) sortie du deuxième fluide de travail (W2) au moins partiellement condensé à l’étape g) du septième passage (7), élévation de la pression dudit deuxième fluide de travail (W2) jusqu’à la deuxième pression haute (Ph2) et réintroduction dudit deuxième fluide de travail (W2) dans le cinquième passage (5).
et le procédé comprenant, dans le deuxième mode de fonctionnement, les étapes supplémentaires suivantes :
q) préalablement à l’étape f), introduction du courant d’alimentation (200) dans au moins un onzième passage (1 1 ) en relation d’échange thermique avec le huitième passage (8),
r) refroidissement, avec éventuellement condensation d’au moins une partie, dudit courant d’alimentation (200) contre le courant froid (F) de sorte à obtenir, en sortie du onzième passage (1 1 ), un courant d’alimentation (200) refroidi, et introduction dudit courant d’alimentation (200) refroidi dans le dixième passage (10).
4. Procédé selon l’une des revendications 1 à 2, caractérisé en ce que le courant froid (F) sortant du quatrième passage (4) est introduit dans au moins un huitième passage (8), le procédé comprenant, dans le premier mode de fonctionnement, les étapes supplémentaires suivantes :
s) introduction d’un deuxième fluide de travail (W2) ayant une deuxième pression haute (Ph2) dans au moins un cinquième passages (5) et vaporisation d’au moins une partie dudit deuxième fluide de travail (W2) contre au moins un deuxième courant chaud (C2) circulant dans au moins un sixième passage (6) en relation d’échange thermique avec au moins le cinquième passage (5),
t) sortie du deuxième fluide de travail (W2) au moins partiellement vaporisé à l’étape s) du cinquième passages (5) et détente jusqu’à une deuxième pression basse (Pb2), avec Pb2 inférieure à Ph2, dans un deuxième organe de détente coopérant avec un deuxième générateur électrique de façon à produire de l’énergie électrique,
u) introduction du deuxième fluide de travail (W2) détendu à l’étape t) dans le deuxième passage (2) et condensation d’au moins une partie dudit deuxième fluide de travail (W2) contre au moins le courant froid (F) circulant dans le huitième passage (8),
v) sortie du deuxième fluide de travail (W2) au moins partiellement condensé à l’étape w) du deuxième passage (2), élévation de la pression dudit deuxième fluide de travail (W2) jusqu’à la deuxième pression haute (Ph2) et réintroduction dudit deuxième fluide de travail (W2) dans le cinquième passage (5),
le premier courant chaud (C1 ) circulant à l’étape a) étant formé au moins en partie par le deuxième fluide de travail (W2) circulant à l’étape u) dans le deuxième passage (2), et le procédé comprenant, dans le deuxième mode de fonctionnement, les étapes supplémentaires suivantes :
w) préalablement à l’étape f), introduction du courant d’alimentation (200) dans au moins un onzième passage (1 1 ) en relation d’échange thermique avec au moins le huitième passage (8),
x) refroidissement, avec éventuellement condensation d’au moins une partie, dudit courant d’alimentation (200) contre le courant froid (F) de sorte à obtenir, en sortie du onzième passage (1 1 ), un courant d’alimentation (200) refroidi, et introduction dudit courant d’alimentation (200) refroidi dans le dixième passage (10).
5. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que le premier fluide de travail (W1 ) et/ou le deuxième fluide de travail (W2) sont des fluides organiques, le premier fluide de travail (W1 ) et/ou le deuxième fluide de travail (W2) comprenant respectivement un premier mélange d’hydrocarbures et un deuxième mélange d’hydrocarbures, de préférence le premier et le deuxième mélange d’hydrocarbures contiennent chacun au moins deux hydrocarbures choisis parmi le méthane, l’éthane, le propane, le butane, l’éthylène, le propylène, le butène, l’isobutane, éventuellement additionnés d’au moins un composant additionnel choisi parmi l'azote, l’argon, l’hélium, le dioxyde de carbone, le néon.
6. Procédé selon l’une des revendications 1 à 4, caractérisé en ce que le premier fluide de travail (W1 ) et/ou le deuxième fluide de travail (W2) sont des fluides organiques, le premier fluide de travail (W1 ) et/ou le deuxième fluide de travail (W2) étant des corps purs constitués respectivement d’un premier hydrocarbure et d’un deuxième hydrocarbure.
7. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que le courant d’alimentation (200) est formé majoritairement, de préférence en totalité ou en quasi-totalité, d’un gaz de l’air, de préférence de l’azote, de l’oxygène ou de l’argon.
8. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que le courant froid (F) est un courant d’hydrocarbures liquéfié tel du gaz naturel liquéfié ou un courant de liquide cryogénique choisi parmi : un courant d’azote liquéfié, un courant d’oxygène liquéfié, un courant d’hydrogène liquéfié.
9. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que le premier courant chaud (C1 ), le deuxième courant chaud (C2) et/ou le troisième courant (C3) sont formés d’eau de mer, de préférence de l’eau de mer introduite à une température strictement supérieure à 0 °C, de préférence comprise entre 10 et 30 °C, l’eau de mer ayant éventuellement subi une étape préalable de réchauffage.
10. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que le procédé est opéré sélectivement suivant le premier mode de fonctionnement ou le deuxième mode de fonctionnement.
11. Procédé selon la revendication 10, caractérisé en ce que la sélection du premier ou du deuxième mode de fonctionnement est réalisée en fonction de la valeur d’au moins un paramètre représentatif d’une demande en électricité, de préférence, le procédé comprend au moins une étape de détermination d’au moins une valeur de puissance électrique instantanée et/ou d’énergie électrique consommée sur un réseau de fourniture d’électricité et/ou par une installation industrielle, le procédé étant opéré dans le premier mode de fonctionnement lorsque ladite valeur est supérieure ou égale à un seuil prédéterminé ou dans le deuxième mode de fonctionnement lorsque ladite valeur est inférieure au seuil prédéterminé.
12. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que, dans le deuxième mode de fonctionnement, on réduit, voire on stoppe, les débits de circulation d’au moins l’un parmi : le premier courant chaud (C1 ), le deuxième courant chaud (C2), le premier fluide de travail (W1 ) et/ou le deuxième fluide de travail (W2).
13. Procédé selon l’une des revendications 1 à 9, caractérisé en ce que le procédé est opéré simultanément suivant le premier mode de fonctionnement et le deuxième mode de fonctionnement de façon à produire simultanément de l’énergie électrique et un courant d’alimentation (201 ) au moins partiellement liquéfié, ledit procédé incluant au moins une étape d’ajustement du fonctionnement au moyen d’une variation du débit de circulation d’au moins le premier fluide de travail (W1 ) et/ou le deuxième fluide de travail (W2).
14. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que le courant d’alimentation (201 ) issu de l’étape f) présente une pression d’au moins 5 bar, de préférence au moins 20 bar, de préférence encore au moins 30 bar.
15. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que le courant froid (F) sortant du huitième passage (8) est introduit dans au moins un neuvième passage (9) pour y être réchauffé contre le deuxième courant chaud (C2), le deuxième fluide de travail (W2) et/ou un troisième courant chaud (C3) et le courant d’alimentation (200) est introduit, préalablement à son introduction dans le onzième passage (1 1 ), dans au moins un treizième passage (13) en relation d’échange thermique avec au moins le neuvième passage (9).
16. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que le courant froid (F) et le courant d’alimentation (200) circulent à contre-courant.
17. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que les des premier, deuxième, troisième, quatrième, cinquième, sixième, septième, huitième, neuvième, dixième, onzième, douzième et/ou treizième passages font partie d’au moins un échangeur de chaleur du type à plaques brasé, ledit échangeur comprenant un empilement de plusieurs plaques parallèles et espacées les unes par rapport aux autres de façon à délimiter entre elles plusieurs séries de plusieurs passages au sein dudit échangeur.
18. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que le courant d’alimentation (200) est introduit à l’état gazeux dans le dixième passage (10), le onzième passage (1 1 ) et/ou le treizième passage (13) et sort totalement condensé du dixième passage (10), de préférence à une température comprise entre -200 et -130 °C, de préférence entre -170°C et -130°C, de préférence encore entre -160°C et -140°C.
19. Installation de récupération d’énergie frigorifique à partir d’un courant froid (F), dans un système comprenant un réservoir de stockage (203), au moins un générateur électrique et au moins un dispositif d’échange de chaleur comprenant plusieurs passages configurés pour l’écoulement de fluides à mettre en relation d’échange thermique, ladite installation comprenant :
- au moins un premier passage (1 ) configuré pour l’écoulement d’un premier fluide de travail (W1 ),
- au moins un deuxième passage (2) configuré pour l’écoulement d’un premier courant chaud (C1 ), ledit deuxième passage (2) étant en relation d’échange thermique avec ledit premier passage (1 ) de sorte que, dans un premier mode de fonctionnement, le premier fluide de travail (W1 ) introduit dans le premier passage (1 ) est vaporisé en moins en partie contre le premier courant chaud (C1 ),
- un premier organe de détente agencé en aval dudit premier passage (1 ) et configuré pour réduire la pression du premier fluide de travail (W1 ) sortant du premier passage (1 ) depuis une première pression haute (Ph1 ) jusqu'à une première pression basse (Pb1 ),
- un générateur électrique couplé au premier organe de détente,
- au moins un troisième passage (3) agencé en aval du premier organe de détente et configuré pour l’écoulement du premier fluide de travail (W1 ) détendu par le premier organe de détente,
- au moins un quatrième passage (4) configuré pour l’écoulement d’un courant froid (F), ledit quatrième passage (4) étant en relation d’échange thermique avec ledit troisième passage (3) de sorte que, dans le premier mode fonctionnement, le premier fluide de travail (W1 ) introduit dans le troisième passage (3) est condensé au moins en partie contre le courant froid (F) qui se vaporise au moins en partie,
- un premier organe élévateur de pression agencé en aval dudit troisième passage (3) et configuré pour augmenter la pression du premier fluide de travail (W1 ) sortant du troisième passage (3) depuis la première pression basse (Pb1 ) jusqu'à la première pression haute (Ph1 ),
caractérisée en ce qu’elle comprend en outre :
- au moins un dixième passage (10) configuré pour l’écoulement d’un courant d’alimentation (200), ledit passage (10) étant en relation d’échange thermique avec le passage (4), de sorte que, dans un deuxième mode de fonctionnement, le courant d’alimentation (200) introduit dans le dixième passage (10) est condensé au moins en partie contre le courant froid (F), et
- un réservoir de stockage (203) relié fluidiquement au dixième passage (10).
20. Installation selon la revendication 19, caractérisée en en ce qu’elle comprend en outre :
- au moins un cinquième passage (5) configuré pour l’écoulement d’un deuxième fluide de travail (W2)
- au moins un sixième passage (6) configuré pour l’écoulement d’un deuxième courant chaud (C2), ledit sixième passage (6) étant en relation d’échange thermique avec ledit cinquième passage (5) de sorte que, dans le premier mode de fonctionnement, le deuxième fluide de travail (W2) introduit dans le cinquième passage (5) est vaporisé au moins en partie contre le deuxième courant chaud (C2), - un deuxième organe de détente agencé en aval dudit premier passage (1 ) et configuré pour réduire la pression du deuxième fluide de travail (W2) sortant du cinquième passage (5) depuis une deuxième pression haute (Ph2) jusqu'à une deuxième pression basse (Pb2),
- un deuxième générateur électrique couplé au deuxième organe de détente,
- au moins un deuxième passage (2) agencé en aval du deuxième organe de détente et configuré pour l’écoulement du deuxième fluide de travail (W2) détendu par le deuxième organe de détente,
- au moins un huitième passage (8) configuré pour l’écoulement du courant froid (F), ledit huitième passage (8) étant en relation d’échange thermique avec ledit deuxième passage (2) de sorte que, dans le premier mode fonctionnement, le deuxième fluide de travail (W2) introduit dans le deuxième passage (2) est condensé au moins en partie contre le courant froid (F) qui se vaporise au moins en partie,
- un deuxième organe élévateur de pression agencé en aval dudit deuxième passage (3) et configuré pour augmenter la pression du deuxième fluide de travail (W2) sortant du deuxième passage (2) depuis la deuxième pression basse (Pb2) jusqu'à la deuxième pression haute (Ph2),
- au moins un onzième passage (1 1 ) configuré pour l’écoulement du courant d’alimentation (200), ledit onzième passage (1 1 ) étant en relation d’échange thermique avec le huitième passage (8), de sorte que, dans un deuxième mode de fonctionnement, le courant d’alimentation (200) introduit dans le dixième passage (10) est refroidi, éventuellement au moins en partie condensé, contre le courant froid (F) préalablement à son introduction dans le dixième passage (10).
21 . Système formé par une installation selon l’une des revendications 19 ou 20, une unité de production, telle qu’une unité de séparation d’air par distillation cryogénique, apte à produire un courant d’alimentation (200) à au moins une sortie de ladite unité de production, ladite au moins une sortie étant reliée fluidiquement à ladite installation.
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