KR100825827B1

KR100825827B1 - 액화가스의 냉동방법과 이의 장치

Info

Publication number: KR100825827B1
Application number: KR1020037007947A
Authority: KR
Inventors: 파라도우스키헨리
Original assignee: 테크니프 프랑스
Priority date: 2000-12-18
Filing date: 2001-12-13
Publication date: 2008-04-28
Also published as: PT1352203E; AU2002219301B2; EG23286A; KR20030081349A; FR2818365B1; NO20032543D0; JP3993102B2; EP1352203B1; ES2373218T3; ATE528602T1; RU2003122063A; FR2818365A1; BR0116288B1; US6898949B2; WO2002050483A1; CN1481495A; NO335843B1; US20040065113A1; EP1352203A1; AU1930102A

Abstract

본 발명은 (a) 수집된 제일기본분획(4)에서와, (b) 가열되고, 압축기(K1)에서 압축되고 수집된 제일압축분획(5)으로 냉각되는 제일상부분획(3)에서 LNG(1)을 냉각, 팽창과 분리시키고; 제이압축분획(6)을 연료가스(5)로부터 인출하고, 냉각한 다음 냉각되고 팽창된 LNG(1)과 혼합하여서 하는 제일단계로 이루어지는 압력하의 액화천연가스(1)를 냉각시키는 방법에 관한 것이다. 본 발명은 제이압축분획(6)을 압축하고 냉각하고, 유출물(8)을 인출하고 냉각하고, 팽창시키고 압축기(K1)에 주입하여서 하는 제이단계로 이루어짐을 특징으로 한다. 또한 본 발명에는 다른 구성도 기술되어 있다.

Description

액화가스의 냉동방법과 이의 장치 {METHOD FOR REFRIGERATING LIQUEFIED GAS AND INSTALLATION THEREFOR}

본 발명은 일반적으로 이의 제일구성에 따른 가스공업에 관한 것이고, 특히 메탄과 C2 및 더 높은 탄화수소를 분리시키기 위하여, 이들을 함유하는 가압가스를 냉동시키는 방법에 관한 것이다.

더우기, 본 발명은 이의 제일구성에 따라, 단계(Ia)에서 상기 가압액화천연가스를 팽창시켜 팽창된 액화천연가스를 공급하고, 단계(Ib)에서 이 팽창된 액화천연가스를 비교적 더 많이 휘발하는 제일의 상부분획과 비교적 적게 휘발하는 저부분획으로 분할하고, 단계(Ic)에서 냉동된 액화천연가스로 이루어진 제일의 저부분획을 수집하고, 단계(Id)에서 제일상부분획을 가열하고, 제일압축기에서 압축하고 냉각하여 수집된 제일 연료가스의 압축분획을 공급하고, 단계(Ie)에서 제일의 압축분획으로부터 냉각된 제이의 압축분획을 채취한 다음, 팽창된 액화천연가스 유동물과 혼합하여서 하는 제일단계(I)로 이루어지는, 메탄과 C2 및 더 높은 탄화수소를 함유하는 가압액화천연가스의 냉동방법에 관한 것이다.

이러한 형의 냉동 방법은 본 분야의 전문가에게 잘 알려져 있고, 여러해 동안 사용되어 왔다.

상기 설명에 따른 액화천연가스(LNG)의 냉동방법은 천연가스에 때때로 대량으로 존재하는 질소를 제거하는데 공지방법이 사용된다. 이 경우에, 이 방법을 사용하여 얻은 연료가스에는 질소가 풍부한 반면에, 냉동된 액화천연가스에는 질소가 부족하다.

천연가스를 액화시키는 장치는 이들이 이루는 생산요소의 용량으로 구술되는 잘 정의된 기술적 특성과 한계를 갖는다. 따라서, 액화천연가스를 제조하는 장치는 정상 조작조건하에, 이의 최대 생산량에 의하여 제한된다. 생산을 증가시키는 유일한 방법은 새로운 생산 단위를 설치하는데 있다.

이러한 투자를 나타내는 가격이 부여될 때, 원하는 생산 증가는 상환이 더 쉬운 가격을 이루도록 지속적으로 하는 것이 필요하다.

현재 다른 생산 단위를 설치하는 것으로, 무겁고 값비싼 투자에 의지하지 않고, 일시적으로 액화천연가스 생산 단위의 생산을 증가시킬 방법은 없다.

액화천연가스(LNG) 생산용량은 주로 천연가스를 냉동시키고 액화시키는데 사용되는 압축기의 힘에 따른다.

이러한 경우, 본 발명의 제일목적은 다른 LNG 생산 단위의 설치에 의지하지 않고 LNG 생산 단위의 용량이 증가되도록 상기 설명에서 주어진 일반 정의에 따른 점에서 방법을 제공하는데 있고 이 방법은 주로 단계(IIa)에서 제이 압축분획을 팽창터빈에 연결된 제이 압축기에서 압축하여 제삼 압축분획을 제공하고, 단계(IIb)에서 제삼 압축분획을 냉각한 다음, 제4 압축분획과 제5 압축분획으로 분할하고, 단계(Ic)에서 제4 압축분획을 제이 압축기에 연결되어 있는 팽창터빈에서 냉각하고 팽창시켜서 팽창된 분획을 제공한 다음 이를 가열하고, 압축기의 중압 제일단계에 주입하고, 단계(IId)에서 제5 압축분획을 냉각한 다음, 팽창된 액화천연가스 유동물과 혼합하여서 하는 제이단계(II)로 이루어짐을 특징으로 한다.

본 발명의 첫번째 장점은 100% 용량으로 운영하고, -160℃의 온도와 50바아에 가까운 압력에서 액화천연가스의 일정한 송출을 가져오는 생산 단위로, 일정한 모든 다른 조작 파라미터가 이의 송출을 가져 올 수 있으므로, 액화천연가스를 생산하는 온도를 증가시키므로서만이 이의 생산을 증가시킴을 숙지한 것에 있다.

그러나, LNG는 저압(1.1 바아 절대압하에)하에 약 -160℃에서 저장하고 이의 저장온도의 증가는 이의 저장압력을 증가시키고, 이것은 상당한 고가를 나타내며, 상기 모두는 대량의 LNG가 생산되기 때문에 운반에 어려움이 있다.

따라서, 통상적으로 LNG는 이를 저장하기 전에 -160℃에 가까운 온도에서 제조한다.

본 발명의 두번째 장점은 이러한 방법을 이행하기 위한 상당히 경제적이고 명확한 수단을 사용할 필요가 없이, 기존 LNG 제조방법에 채택될 수 있는 LNG 냉동방법을 사용하므로서 이들 생산한계에 대하여 좋은 해결을 부여하는데 있다. 이러한 해결은 약 -160℃ 이상의 온도에서 기존 LNG 제조단위로 LNG를 제조한 다음, 본 발명에 따른 방법을 사용하여 약 -160℃로 이를 냉동하여서 하는 것이다.

본 발명의 세번째 장점은 질소-풍분한 액화천연가스를 냉동시키는 상기 설명에 따른 공지방법을 변형한 것과 이를 질소-풍부한 LNG와 질소-부족한 LNG 둘 다에 사용하는데 있다. 후자의 경우에, 이 방법을 사용하여 얻은 연료가스에는 질소가 거의 없으며, 그러므로 질소-부족한 액화천연가스에 가까운 조성을 갖는다.

본 발명 방법의 제일요지에 따르면, 팽창된 액화천연가스 유동물은 단계(Ib)전에, 제이 상부분획과 제이 저부분획으로 분할되고, 제이 상부분획은 가열한 다음 중압 제일단계와 저압단계 사이의 중간 중압 제이단계의 제일압축기로 주입되고, 제이 저부분획은 제일상부분획과 제일저부분획으로 분할될 수 있다.

본 발명의 방법의 제일요지에 따르면, 각 압축단계는 냉각단계에 다음일 수 있다.

본 발명의 제이요지에 따르면, 본 발명은 냉동된 액화천연가스와 상기 방법 중 어느 하나에 의하여 얻은 연료가스에 관한 것이다.

본 발명의 제3요지에 따르면, 본 발명은 단계(Ia)에서 상기 가압액화천연가스(1)를 팽창시켜 팽창된 액화천연가스 유동물을 제공하고, 단계(Ib)에서 팽창된 액화천연가스를 비교적 더 크게 휘발하는 제일상부분획과 비교적 적게 휘발하는 제일저부분획으로 분할하고, 단계(Ic)에서 냉동된 액화천연가스로 이루어지는 제일저부분획을 수집하고, 단계(Id)에서 제일상부분획을 가열하고, 제일압축기에서 압축하고 냉각하여 수집된 제일 연료가스 압축분획을 공급하고, 단계 (Ie)에서 제일 압축분획으로부터 제이 압축분획을 따른 다음 이를 냉각하고, 팽창된 액화천연가스 유동물과 혼합하여서 하는 제일단계(I)를 갖는 수단으로 이루어지는, 메탄과 C2 및 더 높은 탄화수소를 함유하는 가압 액화천연가스를 냉동시키는 장치에 관한 것으로, 이 장치는 단계(IIa)에서 제이 압축분획을 팽창터빈에 연결된 제이 압축기에서 압축하여 제3 압축분획을 제공하고, 단계(IIb)에서 제3 압축분획을 냉각한 다음, 제4 압축분획과 제5 압축분획으로 분할하고, 단계(IIc)에서 제4 압축분획을 제이압축기에 연결된 팽창터빈에서 냉각하고 팽창시켜서 팽창된 분획을 제공하고 이를 냉각시킨 다음, 압축기의 중압 제일단계에 주입하고, 단계(IId)에서 제5 압축분획을 냉각한 다음, 팽창된 액화천연가스 유동물과 혼합하여서 하는 제이단계(II)를 갖는 수단으로 이루어짐을 특징으로 한다.

본 발명의 세번째 요지에 따른 제일변형에 따르면, 본 발명은 단계(Ib) 전에 팽창된 액화천연가스 유동물을 제이 상부분획과 제이 저부분획으로 분할하는 수단으로 이루어지는 장치에 관한 것으로, 장치는 가열한 다음, 중압 제일단계와 저압단계 사이의 중간 중압 제이단계의 제일압축기로 제이 상부분획을 주입하는 수단으로 이루어지고, 장치는 제이 저부분획을 제일상부분획과 제일저부분획으로 분할하는 수단으로 이루어진다.

본 발명의 제3요지에 따른 제일구성에 의하면, 본 발명은 제일상부분획과 제일저부분획이 제일 분리용기에서 분리되는 장치에 관한 것이다.

본 발명의 제3요지에 따른 제이구성에 의하면, 본 발명은 제일상부분획과 제일저부분획이 증류탑에서, 분리되는 장치에 관한 것이다.

본 발명의 제3요지의 제일변형에 따른 한 구성에 의하면, 본 발명은 팽창된 액화천연가스 유동물을 제이 분리용기에서 제이 상부분획과 제이 저부분획으로 분할할 수 있는 장치에 관한 것이다.

본 발명의 제3요지에 따른 제이구성에 의하면, 본 발명은 증류탑이 최소한 하나의 측면과/또는 탑-저부 리보일러를 함유하는 장치에 관한 것으로, 여기서 상기 리보일러를 통과한 증류탑의 판에 따라진 액체를 제이 열교환기에서 가열한 다음, 이 판 아래 단계에서 증류탑으로 재주입하고, 팽창된 액화천연가스 유동물은 상기 제이 열교환기에서 냉각시킨다.

본 발명의 제3요지에 따른 제3구성에 의하면, 본 발명은 제일상부분획과 팽창된 분획의 냉각과, 제4압축분획과 제5압축분획의 가열이 하나의 동일한 제일열교환기에서 일어나는 장치에 관한 것이다.

본 발명의 제3요지에 따른 제일변형에 의하면, 본 발명은 제이 상부분획이 제일열교환기에서 가열되는 장치에 관한 것이다.

본 발명은 단지 다음의 비제한적 예로서 주어진 첨부 개략도에 따른 설명으로 더 잘 이해할 것이고 본 발명의 다른 목적, 특징, 설명과 장점을 더 분명하게 알게 될 것이다:

- 도1은 하나의 종래 구성에 따른 천연가스 액화장치의 기능 블록선도를 나타낸 것이고;

- 도2는 종래의 제일구성에 따른 액화천연가스에서 질소를 제거하는 장치의 기능 블록선도를 나타낸 것이고;

- 도3은 종래의 제이구성에 따른 액화천연가스에서 질소를 제거하는 장치의 기능 블록선도를 나타낸 것이고;

- 도4, 5, 6과 7은 본 발명의 바람직한 구성에 따른 액화천연가스에서 질소 제거를 가능하게 하는 장치의 기능 블록선도를 나타낸 것이다.

이들 일곱가지 도면에서, 기호 "FC"는 "유동제어기"이고, "GT"는 "가스터빈"이고, "GE"는 "전기발전기"이고, "LC"는 "액체수준제어기"이고, "PC"는 "압력제어기"이고, "SC"는 "속도제어기"이고, "TC"는 "온도제어기"이다.

선명하고 간결하게 하기 위하여, 도1 내지 7의 장치에 사용된 파이프는 이들을 통과하는 가스상 분획과 동일 참고기호에 의하여 확인될 것이다.

도1에 있어서, 도시된 장치는 공지방법으로 건조되고, 탈황되고 탈탄소된 천연가스(100)를 처리하여 -120℃ 이하의 온도에서 일반적으로 이용할 수 있는 액화천연가스(1)을 얻는 것이다.

LNG를 액화하는 이 장치는 두개의 독립적 냉각회로를 갖는다. 프로판 순환에 해당하는 제일 냉각회로(101)에서는 액체프로판을 팽창시키고 증발시키므로서 교환기(E3)에서 약 -30℃까지 1차 냉각을 얻을 수 있다. 가열되고 팽창된 프로판증기를 제이압축기(K2)에서 압축한 다음, 얻은 압축가스(102)를 냉각시킨 다음 물냉각기(103),(104)와 (105)에서 액화시킨다.

일반적으로 질소, 메탄, 에탄과 프로판의 혼합물에 관한 순환조작에 해당하는 제이 냉각회로(106)는 처리될 천연가스를 충분히 냉각시켜서 액화천연가스(1)를 얻게 한다. 제이 냉각순환에 존재하는 열전달 유체를 제3압축기(K3)에서 압축하고 물 교환기(118)과 (119)에서 냉각한 다음 물냉각기(114)에서 냉각하여 유체(107)를 얻는다. 후자를 교환기(E3)에서 냉각하고 액화하여 냉각되고 액화된 유동물(108)을 공급한다. 이를 증기상(109)과 액상(110)으로 분할하고 이를 극저온교환기(111)의 저부에 주입한다. 냉각후, 액상(110)을 교환기(111)에서 출발시켜 전기발전기에 결합되어 있는 터빈(X2)에서 팽창시킨다. 팽창된 유체(112)를 이의 저부 위에 있는 극저온 주입하고, 여기서 이를 분무 붐을 사용하여, 냉각될 유체를 운반하는 파이프에 분무하여, 교환기 저부를 통과한 유체를 냉각시키는데 사용한다. 증기상(109)은 이를 냉각시키고 액화시키는 극저온교환기(111)의 저부를 통과한 다음, 극저온교환기(111)의 상부를 통과하여 더 냉각된다. 끝으로, 이 냉각되고 액화된 분획(109)는 밸브(115)에서 팽창된 다음, 이를 냉각된 유체를 운반하는 파이프에 분무하여, 극저온교환기(111)의 상부를 통과하는 유체를 냉각시키는데 사용한다. 극저온교환기(111) 내부에 분무된 액체냉각제를 교환기의 저부에서 수집하여 유동물(106)을 공급하고 이를 압축기(K3)로 보낸다.

건조되고, 탈황되고 탈탄소된 천연가스(100)를 프로판 열교환기(113)에서 냉각시킨 다음 예를들어 제올라이트로 만든 분자체상에 이를 통과시키는 것을 포함하는 건조처리를 하고, 예를들어 쳄버(116)에서 온 포옴 위에 또는 다른 수은트랩 위에 이를 통과시켜서 탈수은처리하여 정제된 천연가스(117)를 공급한다. 이를 열교환기(E3)에서 냉각시키고 부분적으로 액화시키고, 저부로 통과시킨 다음, 극저온교환기(111)의 상부로 통과시켜서 액화천연가스(1)를 공급한다. 이를 -120℃ 이하의 온도에서 통상적으로 얻는다.

도2에 있어서, 도시된 장치는 공지방법으로 질소-풍부한 액화천연가스(1)를 처리하여, 한편으로는 질소-부족한 냉각된 액화천연가스(4)를, 다른 한편으로는 질 소-풍부한 압축연료가스인 제일압축분획(5)을 얻는 것이다.

LNG(1)는 먼저 파이프(1)를 통과한 LNG의 유동을 조절하는 유동제어기에 의하여 조절되는 팽창 터빈(X3)에 모두 팽창되고 냉각된 다음, 압축기(X3)를 출발한 LNG의 압력에 의존하는 밸브(18)의 개구에서 다시 팽창되고 냉각되어 팽창된 액화천연가스유동물(2)을 공급한다. 이를 용기(V1)에서 비교적 더 크게 휘발하는 제일상부분획(3)과 비교적 적게 휘발하는 저부분획(4)로 분할한다. 냉각된 액화천연가스를 이루는 제일저부분획(4)을 수집하고 펌프(P1)에서 펌프하고, 밸브(19)로 통과시키고, 이의 개구를 용기(V1)의 저부에서 액체수준을 조절을 하는 수준제어기로 조절하여, 저장하는 동안 장치를 출입시킨다.

제일상부분획(3)을 제일열교환기(E1)에서 가열한 다음 가스터빈(G1)에 결합된 압축기(K1)의 저압단계(15)로 주입시킨다. 이 압축기(K1)는 점차적으로 더 높아지는 압력으로, 다수의 압축단계(15),(14),(11)과 (30) 및 다수의 물냉각기(31),(32),(33)과 (34)로 이루어진다. 각 압축단계 후, 압축된 가스를 열교환기, 바람직하기로는 물 열교환기로 통과시켜서 냉각한다. 압축 및 냉각단계의 끝에 제일상부분획(3)은 질소-풍부한 압축연료가스(5)를 제공한다. 이 연료가스를 수집한 다음 장치를 출발시킨다.

유동물(6)에 해당하는 소부분의 연료가스(5)를 붓고, 이 유동물(6)을 교환기(E1)에서 냉각시키고, 제일상부분획(3)으로 이의 가열을 포기하면 냉각된 유동물(22)이 생성된다. 이 냉각된 유동물(22)은 교환기(E2)의 출구에서 유동제어기에 의하여 조절되는 밸브(23)의 개구를 통하여 유동한다. 끝으로, 유동물(22)을 팽 창된 액화천연가스 유동물(2)과 혼합한다.

도3에 있어서, 도시된 장치는 공지방법으로 질소-풍부한 액화천연가스(1)를 처리하여 한편으로는 냉각되고 질수-부족한 액화천연가스(4)를 얻고, 다른 한편으로는 질소-풍부한 압축연료가스인 제일압축분획(5)을 얻는 것이다. 이 장치에서, 분리용기(V1)는 증류탑(C1)과 열교환기(E2)로 대치했다.

LNG(1)은 먼저 파이프(1)을 통하여 LNG의 유동을 조절하는 유동제어기에 의하여 속도가 조절되는 팽창터빈(X3)에서 모두가 팽창되고 냉각된 다음 열교환기(E2)에서 냉각되어 냉각된 유동물(20)을 제공한다. 이는 개구가 파이프(20)에서 압력 제어기에 의하여 조절되는 밸브(21), 이 밸브(21)의 상류를 통과하여 팽창된 액화천연가스유동물(2)을 제공한다. 다음 팽창된 액화천연가스유동물(2)은 컬럼(C1)에서 비교적 더 크게 휘발하는 제일상부분획(3)과 비교적 더 적게 휘발하는 제일저부분획(4)으로 분할된다. 냉각된 액화천연가스로 이루어지는 제일저부분획(4)은 펌프(P1)에 수집되어 펌프되고, 개구가 용기(V1)의 저부에서 액체수준을 조절하는 수준조절기에 의하여 제어되는 밸브(19)를 통과한 다음, 장치를 출발하여 저장된다.

컬럼(C1)은 판(17)에 함유되는 액체를 사용한 컬럼저부 리보일러(16)을 포함한다. 리보일러(16)를 통과한 유동물은 열교환기(E2)에서 가열된 다음 컬럼(C1)의 저부로 주입된다.

제일상부분획(3)은 도2에 열거된 것과 동일한 처리를 하여 질소-풍부한 압축연료가스인 제일압축가스분획(5)과 채취된 압축연료가스분획인 제이압축분획(6)을 얻는다. 비슷하게, 후자분획을 교환기(E1)에서 가열하여 냉각된 유동물(22)을 얻는다. 또한, 이 유동물(22)을 팽창된 액화천연가스유동물(2)과 혼합한다.

도4에 있어서, 도시된 장치는 본 발명의 방법에 따른 장치의 도움으로 질소-풍부한 액화천연가스(1)를 처리하여 한편으로는 질소-부족한 냉각된 액화천연가스(4)를 얻고, 다른 한편으로는 질소-풍부한 압축연료가스(5)를 얻는다.

이 장치는 도3과 공통의 요소를 함유하여, 특히 LNG(1)의 팽창과 냉각을 함유하여 팽창된 LNG유동물(2)을 얻는다. 또한, 제일상부분획(3)과 제일저부분획(4)으로의 분할은 컬럼(C1)과 유사한 방법으로 행한다. 끝으로, 연료가스유동물(5)은 전술한 바와 같이, 연속압축과 냉각조건에 의하여 얻는다. 도3에 기재된 방법과는 달리, 제일압축가스분획(5)에서 채취한 제이압축분획(6)을 팽창터빈(X1)에 결합된 압축기(XK1)에 공급하여 제3압축분획(7)을 얻는다. 이 분획을 물냉각기(24)에서 냉각한 다음, 제4압축분획(8)과 제5압축분획(9)으로 분할한다.

제4압축분획(8)을 열교환기(E1)에서 냉각하여 터빈(X1)에서 팽창된 분획(25)을 공급한다. 터빈(X1)에 교환기(E1)에서 가열된 팽창유동물(10)을 공급하여 가열된 팽창유동물(26)을 얻는다. 이 가열된 팽창유동물(26)을 압축기(K1)의 중압단계(11)에 주입한다.

제5압축분획(9)을 열교환기(E1)에서 냉각하여 밸브(23)에서 팽창되는 분획(22)을 공급한 다음, 팽창된 LNG분획(2)과 혼합한다.

팽창기(X1)는 유동물(25)을 터빈(X1)의 날에 주입하는 각도를 변환시켜서 이를 회전시키는 속도를 변화시키므로서 변하는 압축기(XK1)으로 송출되는 힘을 일으 킬 수 있는 입구안내밸브(27)을 함유한다.

도5에 있어서, 도시된 장치는 본 발명의 방법에 따른 장치의 도움으로 액화천연가스(1), 바람직하기로는 풍부한 질소를 처리하여, 한편으로는 냉각되고 질소-부족한 액화천연가스(4)를 얻고, 다른 한편으로는 액화천연가스(1)가 질소를 함유할 때 질소-풍부한 압축연료가스(5)를 얻는 것이다.

이 장치는 제일상부분획(3)과 제일저부분획(4)의 증류탑(C1)에 의하여 도4와 공통의 요소, 특히 생산요소를 함유한다. 비슷하게, 제일상부분획(3)을 압축기(K1)에서 압축하고 냉각기(31-34)에서 냉각하여 제일압축분획(5)을 얻는다. 제이채취분획(6)은 팽창터빈(X1)에 결합된 압축기(XK1)에서 압축되는 제일압축분획(5)에서 채취되고, 이는 출구에서 제3압축분획(7)을 생성한다. 이를 제4압축분획(8)과 제5압축분획(9)으로 분할한다.

제4압축분획을 열교환기(E1)에서 냉각하여 터빈(X1)에서 팽창되는 분획(25)을 공급한다. 터빈(X1)에 팽창된 유동물(10)을 공급하고 이를 교환기(E1)에서 가열하여 가열된 팽창유동물(26)을 얻는다. 이 가열된 팽창유동물(26)을 압축기(K1)의 중압단계(11)에 주입한다.

제5압축분획(9)을 열교환기(E1)에서 냉각하여 분획(22)을 공급하고 이를 밸브(23)에서 팽창시킨 다음, 팽창된 LNG분획(2)와 혼합한다.

팽창기(X1)은 목적을 도4의 설명에 정의한 입구안내밸브(27)를 함유한다.

도4와 달리 도5에 도시된 장치는 팽창된 천연가스유동물(2)을 제이상부분획(12)과 제이저부분획(13)으로 분할하는 분리용기(V2)를 더 함유한다.

제이상부분획(12)을 교환기(E1)에서 가열한 다음, 저압단계(15)의 입구압력과 중압단계(11)의 입구압력 사이의 중간인 압력하에 압축기(K1)의 중압단계(14)에 주입한다.

제이저부분획(13)을 교환기(E2)에서 냉각하여 냉각된 LNG분획(20)을 제조한다. 이러한 최종분획을 밸브(28)로 팽창시키고 냉각하여 팽창되고 냉각된 LNG분획(29)을 제조한다. 밸브(28)의 개구는 용기(V2)에 함유되어 있는 액체수준을 조절하는 수준제어기로 조절한다. 유동물(29)을 컬럼(C1)에 주입한 다음 여기서 이를 제일상부분획(3)과 제일저부분획(4)으로 분할한다.

도4의 설명에서 지적한 바와 같이, 컬럼(C1)은 컬럼(C1)의 판(17)에 함유되어 있는 액체를 채취하는 리보일러(16)를 함유하여 이를 교환기(E2)에서 유동물(13)과의 열교환에 의하여 가열하고, 이를 컬럼저부에 주입한다. 또한, 제일저부분획(4)을 펌프(P1)으로 펌프하고 컬럼(C1)의 저부에 존재하는 액체수준을 조절하는 수준제어기에 의하여 개구가 조절되는 밸브(19)로 통과시킨다.

도6에 있어서, 도시된 장치는 본 발명의 방법에 따른 장치의 도움으로 액화천연가스(1), 바람직하기로는 부족한 질소를 처리하여 한편으로 냉각되고 질소부족한 액화천연가스(4)를 얻고, 다른 한편으로 질소가 풍부한 LNG(1)을 사용했을 때 질소-풍부한 압축연료가스(5)를 얻는 것이다.

이 장치는 도2 및 도4와 5와 공통의 요소를 함유한다.

간단한 방법에 있어, 도6은 컬럼(C1)이 분리용기(V1)로 대치되고, 분리용기를 사용할 때, 리보일러가 없기 때문에 교환기(E2)가 생략된 것을 제외하고, 도4와 구조적으로 유사하다.

그러므로, 팽창된 LNG유동물(2)을 분리용기(V1)에 직접 주입하여 제일상부분획(3)과 제일저부분획(4)으로 분할한다. 컬럼(C1)을 용기(V1)로 대치하는 것은 도5에 기술된 방법의 단계순서를 변경하는 것은 아니다. 대조적으로, 용기(V1)는 컬럼(C1)과 같이 양호한 분리성능을 갖지 않기 때문에 냉각된 LNG(4)는 도5에 따른 장치를 사용할 때보다 도6에 따른 장치를 사용할 때 정상적으로 더 많은 질소를 함유한다. 물론 두 예에서 사용된 LNG(1)는 물리화학적으로 동일하며, 최소한 약간의 질소를 함유한다.

도7에 있어서, 도시된 장치는 본 발명의 방법에 따른 장치의 도움으로 액화천연가스(1), 바람직하기로는 부족한 질소를 처리하여, 한편으로는 냉각된 액화천연가스(4)를 얻고, 다른 한편으로는 압축된 연료가스(5)를 얻는다.

이 장치는 도2와 도4, 5와 6과 공통의 요소를 함유한다.

간편한 방법으로, 도7은 컬럼(C1)이 분리용기(V1)로 대치되고, 분리용기를 사용할 때 리보일러는 없기 때문에 교환기(E2)를 생략하는 것을 제외하고 구조적으로 도5와 유사하다. 그러므로, 팽창된 LNG유동물(2)은 직접 분리용기(V2)에 주입되어 제이상부분획(12)과 제이저부분획(13)으로 분할된다.

제이상부분획(12)을 교환기(E1)에서 가열한 다음 도5에서 기술된 것과 동일한 방법으로, 저압단계(15)와 중압단계(11) 사이의 중간 중압단계(14)에서 압축기(K1)로 주입한다.

컬럼(C1)을 용기(V1)로 대치하는 것은 도5에 기술된 방법의 단계순서를 변경 하는 것은 아니다. 대조적으로, 용기(V1)은 컬럼(C1)과 같이 양호한 분리성능을 갖지 않기 때문에, 냉각된 LNG(4)는 도5에 따른 장치를 사용할 때보다, 도6에 따른 장치를 사용할 때 정상적으로 더 많은 질소를 함유한다. 물론, 정확하게 비교하여 보면 두 경우에 사용된 LNG(1)는 물리화학적으로 동일하다.

본 발명에 따른 방법으로 조작하는 장치의 성능을 평가하기 위하여, 수치의 예는 제한적인 목적보다는 예시적인 목적으로 주어진 것이다.

이들 예는 두 다른 천연가스 "A"와 "B"를 기준으로 하여 주어졌고, 이들의 조성은 하기 표1에 표시했다:

성분	천연가스 A		천연가스 B
성분	몰 조성(%)	질량 조성(%)	몰 조성(%)	질량 조성(%)
질소	0.100	0.155	3.960	6.127
메탄	91.400	81.378	88.075	78.039
에탄	4.500	7.510	5.360	8.902
프로판	2.500	6.118	1.845	4.493
i-부탄	0.600	1.935	0.290	0.931
n-부탄	0.900	2.903	0.470	1.509
전체	100.000	100.000	100.000	100.000

표 1

이들 가스는 더 복잡하게 계산하지 않게 하기 위하여, C5와 그 이상의 탄화수소는 신중하게 없게 한다.

다른 조작조건은 동일하며 다음과 같다(참고번호는 도1에 관한 것이다):

- 습윤천연가스(100)의 온도 : 37℃

- 습윤천연가스(100)의 압력 : 54바아

- 건조 전 냉각기(113)에 의한 선-냉각 : 23℃

- 챔버(116)로 통과한 후에 건조가스의 온도 : 23.5℃

- 건조가스의 압력 : 51바아

- 냉각수의 온도 : 30℃

- 물교환기 출구의 온도 : 37℃

- 프로판 응축온도 : 47℃

- 원심분리압축기(K1), (K2)와 (K3)의 효능 : 82%

- 팽창터빈(X2)의 효능 : 85%

- 축압축기(XK1)의 효능 : 86%

- GE6 축 작동전력 : 31570㎾

- GE7 축 작동전력 : 63140㎾

- GE5D 축 작동전력 : 24000㎾

축 작동전력은 일반 전기가스터빈 참고번호 GE5D, GE6과 GE7의 축에서 이용할 수 있는 전력을 나타낸다. 이러한 형의 터빈은 도1-7에 도시된 압축기(K1), (K2)와 (K3)에 연결된다.

액화된 천연가스의 송출은 축조작에 이용할 수 있는 전력이 충만되도록 선택한 다음 세 경우를 계획한다(도1에 기술된 액화방법에서):

- 하나의 GE6 터빈과 하나의 GE7 터빈을 작동시키는데 사용, 이는 매년 약 3백만톤의 -160℃에서 생산되는 LNG의 송출에 해당한다.

- 두 GE7 터빈을 작동시키는데 사용, 이는 매년 약 4백만톤의 -160℃에서 생산되는 LNG의 송출에 해당한다.

- 세 GE7 터빈을 작동시키는데 사용, 이는 매년 약 6백만톤의 -160℃에서 생 산되는 LNG의 송출에 해당한다.

방법의 상세한 설명없이 파라미터의 작용을 쉽게 계산하는 방법 중 하나는 엑서지 아니디어와 연관되는 이론작업 아이디어이다.

상태1에서 상태2로 변화를 일으키기 위한 시스템에 주어진 이론작업은 다음 방정식으로 표시된다:

W1 - 2 = TO ×(S1 - S2) - (H1 - H2)

여기서:

W1 - 2 : 이론작업(kJ/㎏)

TO : 열을 배제하는 온도(K)

S1 : 상태1에서의 엔트로피(kJ/(K.㎏))

S2 : 상태2에서의 엔트로피(kJ/(K.㎏)

H1 : 상태1에서의 엔탈피(kJ/㎏)

H2 : 상태2에서의 엔탈피(kJ/㎏)

이 예에서, 배제온도는 310.15K(37℃)인 것으로 취한다. 상태1은 37℃와 51바아에서 천연가스이고 상태2는 온도 T2와 50바아에서 LNG이다.

하기 표2는 액화방법을 떠난 LNG의 온도에 따라 천연가스 A와 B가 액화는 이론작업의 변화를 나타낸다. 냉각압축기의 전력이 일정할 때, 이론작업의 감소는 액화순환의 용량증가를 가능하게 한다.

LNG1의 온도(℃)	천연가스 A
LNG1의 온도(℃)	이론작업(kJ/㎏)	이론작업(%)	가능한 용량(%)
-130	356.63	71.19	140.46
-135	376.93	75.25	132.90
-140	398.45	79.54	125.72
-145	421.57	84.16	118.82
-150	446.24	89.08	112.26
-155	472.64	94.35	105.99
-160	500.93	100.00	100.00
************	천연가스 B
-130	355.89	71.35	140.16
-135	376.04	75.39	132.65
-140	397.43	79.67	125.51
-145	420.23	84.24	118.70
-150	444.56	89.12	112.21
-155	470.74	94.37	105.97
-160	498.82	100.00	100.00

표 2

가스 A와 B로 얻은 수치가 매우 유사함을 볼 수 있다. 용량의 가능한 증가는 도1에 열거된 액화단위의 출구에서 얻은 LNG(1)의 온도 ℃ 당 약 1.14%이다.

생성된 LNG의 온도 T1에 대한 용량 C1은 다음 식을 사용하여 온도 TO에서 용량 CO의 함수로서 표시할 수 있다:

C1 = CO ×1.0114^{(T1 - TO)}

여기서:

C1 : T1에 LNG를 생산하는 용량(㎏/h)

CO : TO에서 비교 LNG를 생산하는 용량(㎏/h)

T1 : LNG 생성온도(℃)

T2 : 비교 LNG 생성온도(℃)

결과적으로 -140℃에서 LNG 생산단위의 용량은 -160℃에서 이의 용량의 125.5%이고, 이는 상당한 차이가 있다.

LNG 생산단위의 실제작업은 선택된 방법에 의존하는 것이 분명하다. MCR

의 명칭으로 알려져 있는 도1에 도시된 방법은 APCI 회사에 의하여 널리 사용되고 개발된 잘 알려진 방법이다.

이 방법은 매우 양호한 성능을 나타내는 특수한 방법으로 여기서 사용된다: 프로판 순환은 4단계를 갖고 MCR(다수 성분냉각제, 유동물 106, 도1)냉동과 프로판냉동(유동물 102, 도1)은 놋쇠를 입힌 알루미늄판-형 교환기인 열교환기(E3)에서 일어난다.

얻은 결과는 하기 표3에 표시했다:

LNG1의 온도(℃)	천연가스 A
LNG1의 온도(℃)	실제작업(kJ/㎏)	실제작업(%)	가능한 용량(%)
-130	702.77	72.23	138.45
-135	739.93	76.05	131.50
-140	781.25	80.29	124.54
-145	820.56	84.33	118.58
-150	867.88	89.20	112.11
-155	917.44	94.29	106.05
-160	972.99	100.00	100.00
************	천연가스 B
-130	688.86	71.24	140.37
-135	728.22	75.31	132.78
-140	772.16	79.86	125.23
-145	814.34	84.22	118.74
-150	861.75	89.12	112.21
-155		94.37	105.97
-160		100.00	100.00

표 3

이들 결과로 표1에 열거되고 이론작업계산을 사용하여 얻은 것을 완전하게 보증함을 볼 수 있다.

액화방법의 효율은 실제작업과 이론작업으로부터 계산할 수 있다. 후자는 표4에 주어진 결과에서 볼 수 있는 바와 같이, 대략적으로 일정하고 약 51.5% 주위 에 있다:

LNG1의 온도(℃)	천연가스 A
LNG1의 온도(℃)	이론작업(kJ/㎏)	실제작업(%)	효율(%)
-130	356.63	702.77	50.75
-135	376.93	739.93	50.94
-140	398.45	781.25	51.00
-145	421.57	820.56	51.38
-150	446.24	867.88	51.42
-155	472.64	917.44	51.52
-160	500.93	972.99	51.48
************	천연가스 B
-130	355.89	688.86	51.66
-135	376.04	728.22	51.64
-140	397.43	772.16	51.47
-145	420.23	814.34	51.60
-150	444.56	861.75	51.59

표 4

특히 이 결과는 만족스러운 것이다. 방법사용자는 LNG가 생성되는 선택된 온도에 관계없이 항상 최선의 액화방법의 사용을 확신하게 되는 것이다. 또한, 액화되는 천연가스의 조성이 중요하지 않음을 볼 수 있다.

따라서, 공지된 액화방법의 새로운 사용은 생산 유니트의 출구에서 얻은 LNG(1)의 온도를 증가시킬 수 있음과 동시에 -130℃에서 약 40%만큼 높은 범위로 생산되는 양으로 실질적 증가를 할 수 있다.

상기 도1에 기술된 생산 유니트의 출구에서 얻은 LNG(1)는 도2 또는 도3에 도시된 바와 같은 탈질소유니트에서 제거된 이의 질소를 가질 수 있다. 이 질소-제거조작은 공급원에서 추출된 천연가스가 비교적 높은 비율, 예를들어 0.100몰% 이상 내지 약 5-10몰%로 질소를 함유할 때 필요하다.

도2에 개략적으로 도시된 장치는 최종 플래시-형 LNG 탈질소유니트이다. 프래시는 팽창된 LNG(2)가 비교적 크게 휘발하는 질소-풍부한 제일상부분획(3)과 비 교적 적게 휘발하는 질소-부족한 제일저부분획(4)으로 분할하는 시간에 얻는다. 이 분리는 상술한 바와 같이 용기(V1)에서 일어난다.

하나의 조작형태에 따라 -150℃에서와 48바아에서 생성되는, 질소를 함유하는 조성 "B"의 LNG(1)는 약 4바아의 압력하에 수력터빈(X3)에서 팽창한 다음 1.15바아의 압력하에 밸브(18)에서 팽창한다. 얻는 이상혼합물(2)은 분리용기(V1)에서 한편으로는 질소-풍부한 플래시가스(3)와 다른 한편으로는 냉각된 LNG(4)로 분할된다. 냉각된 LNG는 상술한 바와 같이 저장하기 위하여 보낸다. 제일가스상분획을 구성하는 플래시가스(3)는 교반기(E1)에서 -70℃까지 가열한 후 압축기(K1)에서 29바아로 압축한다. 압축기(K1)는 질소-풍부한 연료가스를 구성하는 제일압축분획(5)을 생성한다.

제일압축분획(5)의 약 23%는 분획(6)의 형태로 재순환된다. 이는 플래시가스(3)와 열교환에 의하여 교환기(E1)에서 냉각된 다음 팽창되고 냉각된 LNG유동물(2)과 혼합된다.

이러한 배열은 얼마의 플래시가스(약 23%)를 액화시킬 수 있고 생성되는 연료가스의 양을 감소시킬 수 있다. 이 도표2에 따른 탈질소유니트의 성능은 하기 표5에 표시했고, 여기서 컬럼제목 "1 GE6 + 1 GE7"은 압축기(K2)와 (K3)에서 1 GE6 가스터빈과 1 GE7 가스터빈을 사용한 도표1에 따른 LNG 생산유니트(1)에 해당하고, "2 GE7"은 LNG(1)을 생산하는 2 GE7 터빈의 사용에 해당하고, "3 GE7"은 3터빈의 사용에 해당한다:

	단위	1 GE7 + 1 GE6	2 GE7	3 GE7
LNG1
온도	℃	-150	-150	-150
유속	㎏/h	406665	542219	813330
냉각된 LNG4
유속	㎏/h	368990	491985	737980
낮은 비열량	kJ/㎏	48412	48412	48412
질소 함량	mol%	1.38	1.38	1.38
낮은 열량, LNG4의 생산	GJ/h %	17864 100	23818 100	35727 100
연료가스5
유속	㎏/h	37676	50235	75352
낮은 비열량	kJ/㎏	27492	27492	27492
낮은 비열량, 연료가스5의 생산	GJ/h	1036	1381	2072
탈질소유니트
압축기 K1의 전력	㎾	7037	9383	14074
성능
LNG생산의 비출력	kJ/㎏	1019	1019	1019
K1전력/LNG4 생산의 비율		0.0210	0.0210	0.0210

표5

도3에 개략적으로 도시된 장치는 탈질소컬럼을 갖는 LNG 탈질소유니트이다. 용기(V1)의 플래시를 탈질소컬럼(C1)으로 대치하는 것은 LNG(1)에 함유되어 있는 질소를 추출하는 효율에 있어 상당한 개량을 나타내는 것이다.

이 장치에서 -145℃에서 LNG(1)는 팽창수력터빈 X3에서 5바아로 팽창된 다음, 컬럼 저부 리보일러(16)로 유동하는 액체와 열교환에 의하여 교환기(E2)에서 -146.2℃ 내지 -157℃로 냉각되어 팽창되고 냉각된 LNG 유동물(20)을 얻는다. 유동물(20)은 1.15바아로 이차 팽창을 받고 압축연료가스(5)의 부분적 재순환으로 LNG(22)와의 혼합물로서 탈질소컬럼(C1)에 공급된다.

탈질소컬럼(C1)의 저부에서 LNG는 0.06% 질소를 함유하고, 최종 플래시를 사용한 LNG의 질소함량은 1.38%이었다(도2와 표5). 이 컬럼 저부 LNG는 펌프(P1)로 펌프하고 저장하기 위해 보내는 냉각된 LNG 분획(4)을 나타낸다.

컬럼(C1)에서 나온 제일상부분획인 연료가스(3)을 교환기(E1)에서 -75℃로 가열한 다음, 물냉각기(31-34)로 냉각하여 압축연료가스(5)를 공급한다.

23%의 압축가스(5)를 나타내는 유동물(6)은 교환기(E1)에서 유동물(3)을 가열한 후 컬럼(C1)으로 재순환시킨다.

하나의 GE6 터빈과 하나의 GE7 터빈을 사용하는 경우에 1032GJ/h를 나타내는, 생성된 연료가스는 도2의 최종 플래시유니트와 전체 열량에 있어 거의 동일하다. 실제적으로 더 많은 LNG 생산유니트(2 또는 3 GE7s)를 사용할 때 실제로 동일하다.

탈질소컬럼에서 질소를 제거하는 방법을 사용하면 최소 간접비로 액화공정의 용량을 5.62%까지 증가시킬 수 있다.

탈질소컬럼(C1)의 사용과 이와같이 크게 촉진하는 결과를 가져오는 연료가스의 사용을 조합하는 것을 이해해야 한다.

연료가스압축기(K1)의 전력은 유니트의 크기에 따른다. 이는 다음과 같다:

- 1 GE7과 조합된 1 GE6를 사용한 LNG 유니트는 8087㎾,

- 2 GE7s를 사용한 LNG 유니트는 10783㎾,

- 3 GE7s를 사용한 LNG 유니트는 16174㎾.

이들 기계의 전력과 개시문제는 가스터빈을 사용하여 연료가스압축기(K1)를 구동하는 것이 바람직함을 뜻한다. 방법의 다른 성능데이타는 표6에 표시했다:

	단위	1 GE7 + 1 GE6	2 GE7	3 GE7
LNG1
온도	℃	-145.5	-145.5	-145.5
유속	㎏/h	428175	570899	856350
냉각된 LNG4
유속	㎏/h	381659	508877	763318
낮은 비열량	kJ/㎏	49434	49434	49434
질소 함량	mol%	0.06	0.06	0.06
낮은 열량, LNG4의 생산	GJ/h %	18867 105.62	25156 105.62	37734 105.62
연료가스5
유속	㎏/h	46517	62023	93034
낮은 비열량	kJ/㎏	22191	22191	22191
낮은 비열량, 연료가스5의 생산	GJ/h	1032	1376	2065
탈질소유니트
압축기 K1의 전력	㎾	8087	10783	16174
성능
LNG생산의 특수전력	kJ/㎏	995	995	995
K1전력/LNG4 생산의 비율		0.0201	0.0201	0.0201
부가적 LNG 생산	㎏/h GJ/h	12669 1003	16892 1338	25338 2007

표6

가스를 처리하고 액화하는 공업장치에서 마주치는 주 문제 중 하나는 최초 구입물과 전력소모에 따라서 상당한 투자를 나타내는 압축장치의 최적사용에 특히 연관된다. 실제, 수천 ㎾의 수십차례의 전력을 요구하는 압축기는 가장 넓은 가능한 하중범위 위에서 최적 효율의 조건하에서 사용될 수 있고 신뢰될 수 있어야 한다. 물론, 이러한 설명은 이들을 운영하는데 사용되는 수단에 적용되고, 여기서 이들 수단은 통상적으로 이용할 수 있는 전력범위때문에, 보통 가스터빈을 뜻한다.

효과적인 가스터빈은 전체 용량으로 사용할 필요가 있다. 도2와 3에 기술된 구성 중 어느 하나에 따라 조작하는 탈질소유니트의 예를 고려해야 한다. 압축기(K1)를 작동하는 가스터빈은 가장 바람직한 가능한의 압축효율을 얻기 위하여, 압축기에 의하여 요구되는 전력에 맞는 최대전력을 가질 필요가 있다.

그러나, 가스터빈은 압축기로 송출되는 전력이 현저하게 그의 용량이하인 조건하에서 그 자체 조작될 수 있음을 알 수 있다.

이것은 예를들어 질소를 최종 플래시에 의하여 또는 컬럼에서 분리에 의하여 제거할 때, 24000㎾의 전력을 갖는 GE5d 가스터빈을 압축기(K1)에 연결시키는 경우이다. 이러한 터빈의 감소사용의 중요성은 터빈의 전력소모에 비하여 압축단계의 에너지 효율의 감소에 있다.

물론 압축기(K1)의 전력은 상술한 바와 같이 유니트의 크기에 따라 변한다. 따라서, GE5d 터빈을 사용하면 다음과 같은 양의 초과전력을 가질 수 있다:

- 1 GE7 터빈과 연관된 1 GE6 터빈을 사용한 LNG 유니트는 15913㎾,

- 2 GE7 터빈을 사용한 LNG 유니트는 13217㎾,

- 3 GE7 터빈을 사용한 LNG 유니트는 7826㎾.

그러므로, 이와같은 초과이용할 수 있는 전력을 사용하는 것이 바람직하다. 특히 본 발명에 따른 방법에서는 이용가능한 모든 전력을 사용하여 압축기(K1)를 작동시키는 것을 제안했다.

또한, 본 발명에 따른 방법으로 액화방법의 출구에서 온도를 증가시켜 LNG 유동물(1)을 얻을 수 있고, K1을 작동시키는 가스터빈에서 이용할 수 있는 초과전력을 사용하여 LNG를 -160℃로 냉각시킬 수 있다.

더우기, 본 발명에 따른 방법으로 예를들어 APCI 방법에 의하여 생산된 LNG(1)의 온도를 증가시킬 수 있기 때문에, 어떤 경우에 약 40%까지 될 수 있는 범위로 실질적으로 -160℃로 냉각된 LNG의 유속을 증가시킬 수 있다.

본 발명의 방법은 이를 구성하는데 필요한 수단이 간편하기 때문에, 이를 쉽게 실행할 수 있는 장점이 있다.

탈질소컬럼(C1)을 사용하는 본 발명의 방법에 따른 구성의 하나는 상술한 도4에 열거되어 있다. 압축기(K1)를 작동시키는 동일한 터빈 전력에 있어, 조작조건은 천연가스액화유니트의 용량에 따른다.

LNG(1)는 도1에 도시된 APCI 방법을 사용하여 -140.5℃에서 제조한다. 이 방법은 두 GE7 가스터빈을 사용하여 실행하므로서 압축기(K2)와 (K3)을 작동시킨다. LNG1은 도4에 기재된 장치에 들어간다. 이는 전기발전기로 구동되는 팽창수력터빈(X3)에서 6.1바아로 팽창한 다음 컬럼 저부 리보일러(16)로 통과한 액체와 열교환에 의하여 열교환기에서 -141.2 내지 -157℃로 냉각되어 냉각된 LNG(21)를 공급한다. 이를 밸브(21)에서 1.15바아로 팽창시켜서 도면의 설명으로 상술한 바와 같이, 유동물(22)과의 혼합물로서 컬럼(C1)에 공급된 팽창유동물(2)을 얻는다.

컬럼(C1)의 저부에서 채취된 LNG 유동물(4)은 0.00% 질소를 함유한다.

연료가스(3)를 교환기(E1)에서 -34℃로 가열한 다음, 압축기(K1)에서 29바아로 압축하여 연료가스 네트워크로 공급한다.

연료가스유동물(5)에서 채취된 압축가스(6)의 양으로 공지방법 계통과 첫번째 차이를 비교하면 이는 약 73% 이하이다. 이 압축가스(6)를 압축기(XK1)에서 38.2바아로 압축하여 분획(7)을 공급한다. 이를 물교환기(24)에서 37℃로 냉각한 다음 두 유출물(8)과 (9)로 분할한다.

더 크게 유출하는 유출물(8)은 유동물(7)의 70%를 나타내며, 이를 교환기(E1)에 통과시켜 -82℃로 냉각한 다음, 압축기(XK1)에 연결된 터빈(X1)에 공급한다. 9바아의 압력과 -138℃의 온도에서 터빈(10)을 출발한 팽창유동물을 32℃로 교환기(E1)에서 가열한 다음 제3단계인 중압단계(11)에서 압축기(K1)으로 공급한다.

더 작게 유출하는 유출물(9)은 유동물(7)의 30%를 나타내며, 이를 -160℃로 액화하고 냉각하여 탈질소컬럼(C1)으로 복귀시킨다.

생성된 연료가스는 1400GJ/h를 나타내고, 전체 열량에 있어 최종 플래시 유니트와 동일하다. 탈질소방법과 본 발명의 방법을 사용하면 적당한 간접비로 액화과정의 용량을 11.74%까지 증가시킬 수 있다.

탈질소컬럼의 사용, 압축연료가스의 재순환과 이로서 아주 놀라운 결과를 가져오는 팽창터빈순환을 조합하는 것이 이해되어야 한다.

LNG 생산유니트의 다른 크기에 있어, 그 결과는 다음 표7에 표시했다:

	단위	1 GE7 + 1 GE6	2 GE7	3 GE7
LNG1
온도	℃	-138.5	-140.5	-143.5
유속	㎏/h	462359	602827	875470
냉각된 LNG4
유속	㎏/h	413619	537874	781438
낮은 비열량	kJ/㎏	49479	49479	49479
질소 함량	mol%	0.00	0.00	0.00
낮은 열량, LNG4의 생산	GJ/h %	20465 114.57	26613 111.74	38661 108.21
연료가스5
유속	㎏/h	48713	64994	94055
낮은 비열량	kJ/㎏	21008	21535	21521
낮은 비열량, 연료가스5의 생산	GJ/h	1023	1400	2024
탈질소유니트
압축기 K1의 전력	㎾	23963	23970	23990
팽창기 X1의 전력	㎾	2835	2058	1175
성능
LNG생산의 특수전력	kJ/㎏	1056	1030	983
K1전력/LNG4 생산의 비율		0.0213	0.0208	0.0199
부가적 LNG 생산	㎏/h GJ/h	44629 2602	45889 2795	43458 2934

표7

용량의 증가는 다음에서 볼 수 있다:

- 하나의 GE6 터빈과 연결된 하나의 GE7 터빈을 사용한 LNG 유니트는 14.2%

- 두 GE7 터빈을 사용한 LNG 유니트는 11.7%

- 세 GE7 터빈을 사용한 LNG 유니트는 8.21%

또한, 본 발명에 따른 방법은 생산된 연료의 양을 조절하는데 상당한 이점을 갖는다. 실제, 다음 표8의 수치예에서 볼 수 있는 바와 같이 연료가스의 생산을 지속시킬 수 있다:

	단위	2 GE7
LNG1
온도	℃	-135
유속	㎏/h	641176
냉각된 LNG4
유속	㎏/h	546088
낮은 비열량	kJ/㎏	49454
질소함량	mol%	0.00
낮은 비열량, LNG4의 생산	GJ/h %	27006 113.39
연료가스5
유속	㎏/h	95092
낮은 비열량	kJ/㎏	29361
낮은 비열량, 연료가스5의 생산	GJ/h	2792
탈질소유니트
압축기 K1의 전력	㎾	23900
팽창기 X1의 전력	㎾	802
성능
LNG4 생산의 특수전력	kJ/㎏	1014
K1전력/LNG4 생산의 비율		0.0205
부가적 LNG 생산	㎏/h GJ/h	54103 3188

표8

연료가스의 양을 1400-2800GJ/h로 상승시킬 때, 그 용량은 13.39%까지 증가할 수 있음을 볼 수 있고, 즉 용량의 1.65% 증가(13.39% 마이너스 11.74%)는 연료가스생산의 증가에 인한 것임을 알 수 있다.

탈질소컬럼(C1)을 사용한 본 발명의 방법에 따른 다른 구성은 상술한 도5에 기재되어 있다. 도4에서와 달리 이 구성에서는 분리용기(V2)를 사용한다.

33294 Kmol/h의 유속으로 48.0바아의 압력하에 -140.5℃에서 얻은 조성 "B"의 LNG(1)는 6.1바아와 -141.25℃로 수력터빈(X3)에서 팽창된 다음, 다시 밸브(18)에서 5.1바아와 -143.39℃로 팽창된 다음 팽창유동물(2)을 공급한다.

유동물(2)(33294 Kmol/h)을 유동물(35)과 혼합하여 -146.55℃에서 유동물(36)(35894 Kmol/h)을 얻는다.

유동물(35)은 42.97% 질소, 57.02% 메탄과 0.01% 에탄으로 이루어진다.

6.79% 질소, 85.83% 메탄, 4.97% 에탄, 1.71% 프로판, 0.27% 이소부탄과 0.44% n-부탄으로 이루어지는 유동물(36)은 용기(2)에서 제이상부분획(12)(1609 Kmol/h)과 제이저부분획(13)(34285 Kmol/h)으로 분리된다.

유동물(12)(45.58% 질소, 54.4% 메탄과 0.02% 에탄)을 교환기(E1)에서 33℃로 가열하여 4.9바아에서 압축기(K1)에 공급된 유동물(37)을 중압단계(14)에 공급한다.

유동물(13)(4.97% 질소, 87.30% 메탄, 5.20% 에탄, 1.79% 프로판, 0.28% 이소부탄과 0.46% n-부탄)을 열교환기(E2)에서 냉각하여 -157℃와 4.6바아에서 유동물(20)을 공급한다. 이 유동물을 밸브(28)에서 팽창시켜 -165.21℃와 1.15바아세ㅓ 유동물(29)을 얻고, 이를 컬럼(C1)에 주입한다.

컬럼(C1)에서는 상부에서 -165.13℃로 제일상부분획(3)(4032 Kmol/h)이 생성된다. 분획(3)(41.73% 질소와 58.27% 메탄)을 교환기(E1)에서 가열하면 -63.7℃와 1.05바아에서 유동물(41)을 얻는다. 유동물(41)을 압축기(K1)의 저압흡입측면(15)에 공급한다.

컬럼(C1)에서는 30253 Kmol/h의 유속으로 -159.01℃와 1.15바아에서 제일저부분획(4)이 생성된다. 이 분획(4)(0.07% 질소, 91.17% 메탄, 5.90% 에탄, 2.03% 프로판, 0.32% 이소부탄과 0.52% n-부탄)을 펌프(P1)로 펌프하여 4.15바아와 -158.86℃에서 분획(39)을 공급한 다음 장치를 출발한다.

컬럼(C1)은 유동물(20)을 얻기 위하여 유동물(13)을 냉각시키는 컬럼 저부 리보일러(16)에 설치되어 있다.

압축기(K1)에서는 11341 Kmol/h의 유속으로 37℃와 29바아에서 압축유출물(5)이 생성된다. 이 연료가스(5)의 유동물(42.90% 질소와 57.09 메탄)을 3041 Kmol/h를 나타내고, 장치를 출발하는 유동물(48)과 8300 Kmol/h를 나타내고, 압축기(XK1)에서 압축되는 유동물(6)로 분할한다.

압축기(XK1)에서는 68.18℃와 39.7바아에서 압축유동물(7)이 생성된다. 유동물(7)을 물교환기(34)에서 37℃로 냉각시킨 다음, 유동물(8)과 (9)로 분할한다.

유동물(8)(5700 Kmol/h)을 교환기에서 냉각하면 -74℃와 38.9바아에서 유동물(25)이 생성된다.

유동물(9)(2600 Kmol/h)을 교환기(E1)에서 냉각시켜서 -155℃와 38.4바아에서 유동물(22)이 생성되도록 한다. 이를 밸브(23)에서 팽창시켜 -168℃와 5.1바아에서 유동물(35)을 공급한다.

유동물(25)은 -139.7℃의 온도와 8.0바아의 압력에서 분획(10)을 생성시키는 팽창터빈(X1)에서 팽창된다. 다음 이 분획(10)을 32℃의 온도와 7.8바아의 압력에서 분획(26)을 생성시키는 교환기(E1)에서 가열한다.

분획(26)은 중압단계(11)에서 압축기(K1)로 공급된다. 압축기(K1)와 팽창기(X1)는 다음 성능을 갖는다:

탈질소유니트

압축기 K1의 전력	22007㎾
팽창기 X1의 전력	2700㎾

용기(V2)를 사용하면 압축기(K1)의 전력에서 2000㎾가 절약된다.

질소-풍부한 가스 B에 관한 연구로부터 본 발명에 따른 방법에서 다음과 같은 점을 분명히 알 수 있다:

- 액화과정을 출발한 LNG 온도의 증가 ℃ 당 1.2%의 LNG 생상용량의 증가를 얻을 수 있고,

- 생성된 연료가스의 액화와 연관되는 탈질소컬럼의 사용은 최종 플래시보다 훨씬 더 효과적이며,

- 새로운 방법의 사용으로 압축기(K1)에 연결된 가스터빈의 전력충만은 LNG 생산용량에서 충분한 이득을 얻을 수 있으며,

- 생성된 연료가스 양의 증가는 LNG 생산용량의 부가적 증가를 얻을 수 있으며,

- 분리용기(V2)의 부가는 압축기(K1)에서 하중을 개량시킬 수 있고, 이의 사용단가를 낮게 할 수 있다.

다음 연구는 질소-부족한 가스 A의 사용에 관한 것이고, 여기서 최종 플래시 유니트는 연료가스를 생성하지 않는다.

공지방법에서 거의 질소를 함유하지 않는 천연가스는 최종 플래시의 사용이 필요없다.

LNG는 직접 -160℃에서 제조한 다음 예를들어 높게 과냉되는 접근법인 X3와 유사한 수력터빈에서 팽창한 후 저장하기 위해 보낸다.

높게 과냉하는 방법을 선택할 때 연료가스의 공그부언은 다음과 같이 여러가지가 있다:

- 메탄제거기의 상부에서 나온 가스,

- 응축 안정화 컬럼의 상부에서 나온 가스,

- 저장 탱크의 증발에서 나온 가스,

- 천연가스 건조기의 재생에서 나온 가스, 등

과대연료가스를 가질 위험이 없으면 연료가스의 공급원을 부가할 필요가 없다. 액화방법을 사용하여 생성된 LNG의 온도를 증기시키므로서 LNG 생산라인의 용량을 증가시키는 것이 필요하면, 거의 또는 전혀 연료가스를 생성하지 않는 방법을 설치하는 것이 필요하다.

본 발명에 따른 방법에서는 이러한 목적을 성취할 수 있다. 액화과정을 출발한 LNG의 온도를 증가시킬 수 있고, 그러므로 저장목적으로 제조된 냉각 LNG(4)의 유속을 증가시킬 수 있다.

이 방법은 도6에 기재되어 있고, 상술한 바와 같다. 압축기(K1)에 연결된 터빈의 동일한 전력에 있어서, 조작조건은 액화유니트의 용량에 따른다. 2 GE7 터빈을 갖는 LNG 생산유니트에서 나온 LNG(1)의 사용 경우는 예를들어 하기에 설명할 것이다:

전기발전기를 구동하는 수력터빈(X3)에서 2.7바아로 -147℃의 온도에서 LNG(1)를 팽창시킨 다음, 밸브(18)에서 1.15바아로 이차 팽창시키고, 압축연료가스(5)의 액화에서 나온 LNG와의 혼합물로 플래시용기(V1)에 공급한다.

용기(V1)의 저부에서 LNG는 -159.2℃와 1.15바아에 있다. 이는 장치를 출발한 다음 저장한다.

제일상부분획인 연료가스(32)를 교환기(E1)에서 32℃로 가열한 후 압축기(K1)에서 29바아로 압축하여, 연료가스 네트워크로 공급할 수 있게 한다. 이 경우, 모든 연료가스는 압축기(XK1)로 보내어 41.5바아에서 압축유동물(7)을 공급한다. 이 유동물을 물교환기(24)에서 37℃로 냉각한 다음, 두 유출물(8)과 (9)로 분할한다.

유동물(7)의 79%를 나타내는 유동물(7)을 -60℃로 냉각한 후, 압축기(XK1)에 결합된 터빈(X1)에 공급한다. 터빈(X1)은 9바아의 압력과 -127℃의 온도에서 팽창가스(10)를 공급한다. 이 유동물(10)을 교환기(E1)에서 가열한여 32℃에서 가열된 유동물(26)을 얻은 다음, 이의 제3단계의 흡입측면에서 압축기(K1)로 공급한다.

유동물(7)의 21%를 나타내는 유동물(9)을 교환기(E1)에서 -141℃로 액화하고 냉각하여 플래시용기(V1)로 복귀시킨다.

새로운 방법을 사용하면 적당한 간접비로 액화과정의 용량을 15.82%까지 증가시킬 수 있다.

압축연료가스의 재순환과 이러한 아주 놀라운 결과를 가져오는 팽창터빈순환을 조합하는 것을 이해해야 한다.

다른 크기의 LNG 생산유니트에 있어, 그 결과는 다음과 같이 나타낸다:

- 표9, 이는 도6에 기재된 본 발명의 방법의 구성에 따라 조작하는 유니트의 특성에 해당하며,

- 표10, 비교예에 주어진 것이며, 이는 높게 과냉되는 접근법을 사용한 LNG 냉각유니트의 특성을 기재한 것이다.

	단위	1 GE7 + 1 GE6	2 GE7	3 GE7
LNG1
온도	℃	-144	-147	-151
유속	㎏/h	430862	556506	799127
냉각된 LNG4
유속	㎏/h	430862	556506	788127
낮은 비열량	KJ/㎏	49334	49334	49334
질소함량	mol%	0.10	0.10	0.10
낮은열량, LNG4의 생산	GJ/h %	21256 100	27455 115.82	39424 110.87
연료가스5
유속	㎏/h	0	0	0
낮은 비열량	KJ/㎏	0	0	0
낮은 비열량, 연료가스5의 생산	GJ/h	0	0	0
최종 플래시유니트
압축기 K1의 전력	㎾	24000	24000	23543
팽창기 X1의 전력	㎾	4719	4719	4850
성능
LNG4 생산의 특수전력	KJ/㎏	1014	995	984
K1전력/LNG4 생산의 비율		0.0206	0.0202	0.0199
부가적 LNG 생산	㎏/h GJ/h	70489 3477	76010 3749	78381 3866

표9

	단위	1 GE7 + 1 GE6	2 GE7	3 GE7
LNG1
온도	℃	-160	-160	-160
유속	㎏/h	360373	480496	720746
냉각된 LNG4
유속	㎏/h	360373	480496	720746
낮은 비열량	KJ/㎏	49334	49334	49334
질소함량	mol%	0.10	0.10	0.10
낮은열량, LNG4의 생산	GJ/h %	17779 100.00	23705 100.00	35558 100.00
연료가스5
유속	㎏/h	0	0	0
낮은 비열량	KJ/㎏	0	0	0
낮은 비열량, 연료가스5의 생산	GJ/h	0	0	0
최종 플래시유니트
압축기 K1의 전력	㎾	0	0	0
팽창기 X1의 전력	㎾	0	0	0
성능
LNG4 생산의 특수전력	KJ/㎏	973	973	973
K1전력/LNG4 생산의 비율		0.0197	0.0197	0.0197
부가적 LNG 생산	㎏/h GJ/h	0 0	0 0	0 0

표10

높이과냉되는 방법과 비교하여, 본 발명에 따른 장치의 사용에서 용량의 증가는 다음과 같다:

- 하나의 GE7 터빈과 연관된 1 GE6 터빈을 사용한 LNG 유니트는 19.6%

- 2 GE7 터빈을 사용한 LNG 유니트는 15.8%

- 3 GE7 터빈을 사용한 LNG 유니트는 10.9%

또한 도6에 의한 본 발명에 따른 방법의 구성은 이를 원할 때, 연료가스가 생산되게 한다. 이 결과는 하기 표11에서 수치예를 들어 예시했다:

	비율	1 GE7 + 1 GE6
LNG1
온도	℃	-143
유속	㎏/h	583534
냉각된 LNG4
유속	㎏/h	567402
낮은 비열량	KJ/㎏	49351
질소함량	mol%	0.06
낮은 비열량, LNG4의 생산	GJ/h %	28002 118.13
연료가스5
유속	㎏/h	16132
낮은 비열량	KJ/㎏	48659
낮은 비열량, 연료가스5의 생산	GJ/h	785
최종 플래시 유니트
압축기 K1의 전력	㎾	23888
팽창기 X1의 전력	㎾	3520
성능
LNG4 생산의 특수전력	KJ/㎏	976
K1전력/LGN4 생산의 비율		0.0198
부가적 LNG 생산	㎏/h GJ/h	86906 4297

표11

연료가스의 생성이 0 내지 785GH/h로 상승할 때, 이는 용량을 18.13%까지 증가시킬 수 있으며, 즉 용량의 2.31% 증가(18.31% 마이너스 15.82%)는 연료가스의 생성때문이다. 이 결과는 탈질소장치로 얻는 것보다 훨씬 더 유리하다.

탈질소컬럼(C1)을 사용한 본 발명의 방법에 따른 다른 구성은 상술한 도7에 열거되어 있다. 도6과 달리, 이 구성에서는 분리용기(V2)를 사용한다.

30885 Kmol/h의 유속으로 48.0바아의 압력하에 -147℃에서 얻는 조성 "A"의 LNG(1)는 수력터빈(X3)에서 2.7바아와 -147.63℃로 팽창시킨 다음, 다시 밸브(18)에서 2.5바아와 -148.33℃로 팽창시켜서 팽창된 유동물(2)을 공급한다.

유동물(2)(30885 Kmol/h)을 유동물(35)(3127 Kmol/h)과 혼합하여 -149.00℃에서 유돔물(36)(34012 Kmol/h)을 얻는다.

유동물(35)은 3.17% 질소, 96.82% 메탄과 0.01% 에탄으로 이루어진다.

유동물(36)은 0.38% 질소, 91.90% 메탄, 4.09% 에탄, 2.27% 프로판, 0.54% 이소부탄과 0.82% n-부탄으로 이루어지고, 이를 용기(V2)에서 제이상부분획(12)(562 Kmol/h)과 제이저부분획(13)(33450 Kmol/h)으로 분리한다.

유동물(12)(5.41% 질소, 94.57% 메탄과 0.02% 에탄)을 교환기(E1)에서 34℃로 가열하여 2.4바아로 압축기(K1)에 공급되는 유동물(37)을 중압단계(14)로 공급한다.

유동물(13)(0.03% 질소, 91.85% 메탄, 4.16% 에탄, 2.31% 프로판, 0.55% 이소부탄과 0.83% n-부탄)을 밸브(28)에서 팽창시켜 -159.17℃와 1.15바아에서 유동물(29)을 얻고, 이를 분리용기(V1)에 주입한다.

용기(V1)에서는 -159.17℃로 제일상부분획(3)(2564 Kmol/h)을 상부에서 생성시킨다. 분획(3)(2.72% 질소, 92.27% 메탄과 0.01% 에탄)을 교환기(E1)에서 가열하여 -32.21℃와 1.05바아에서 유동물(41)을 얻는다. 유동물(41)을 압축기(K1)의 저 압흡입측면(15)에 공급한다.

용기(V1)에서는 30886 Kmol/h의 유속으로 -159.17℃와 1.15바아에서 제일저부분획(4)을 생성시킨다. 이 분획(4)(0.10% 질소, 91.40% 메탄, 4.50% 에탄, 2.50% 프로판, 0.60% 이소부탄과 0.90% n-부탄)을 펌프(P1)로 펌프하여 4.15바아와 -159.02℃에서 분획(39)을 공급한 다음 장치를 출발한다.

압축기(K1)는 13426 Kmol/h의 유속으로 37℃와 29바아에서 압축유동물(5)을 생성시킨다. 이 연료가스유동물(5)(3.18% 질소, 96.81% 메탄과 0.01% 에탄)을 압축기(XK1)에서 연료가스(40)없이 전체적으로 압축한다.

압축기(XK1)는 72.51℃와 42.7바아에서 압축유동물(7)을 생성시킨다. 유동물(7)을 물교환기(24)에서 37℃로 냉각한 다음 유동물(8)과 (9)로 분할한다.

유동물(8)(10300 Kmol/h)을 교환기(E1)에서 냉각시켜 -56℃와 41.9바아에서 유동물(25)을 얻는다.

유동물(9)(3126 Kmol/h)을 교환기(E1)에서 냉각시켜 -141℃와 41.4바아에서 유동물(22)을 얻는다. 후자 유동물을 밸브(23)에서 팽창시켜 -152.37℃와 2.50바아에서 유동물(35)을 공급한다.

-129.65℃의 온도와 8.0바아의 압력에서 분획(1)을 생성시키는 팽창터빈(X1)에서 유동물(25)을 팽창시킨다. 이 유동물(1)을 34℃의 온도와 7.8바아의 압력에서 분획(26)을 생성시키는 교환기(E1)에서 가열시킨다.

분획(26)을 중압단계(11)의 흡입측면에서 압축기(K1)로 공급한다. 압축기(K1)와 팽창기(X1)은 다음과 같은 성능을 갖는다:

탈질소유니트 K1

압축기 K1의 전력	23034 ㎾
팽창기 X1의 전력	2700 ㎾

용기(V2)의 사용으로 압축기(K1)의 전력에서 약 1000㎾가 절약된다.

끝으로, 질소-부족한 가스 A에 관한 이들 연구로부터 본 발명에 따른 방법에서 다음과 같은 점을 명백히 알 수 있다:

- 액화과정을 출발한 LNG 온도의 증가는 ℃ 당 1.2%의 LNG 생산용량의 증가를 얻을 수 있고, 이 결과는 가스 A에서 얻은 것과 동일하며,

- 최종 플래시(용기 V1)의 사용과 압축기 K1을 작동시키는 가스터빈의 전력충만은 본 발명의 방법에 의하여 연료가스 생성없이 LNG 생산용량에 있어 상당한 이득을 얻을 수 있으며,

- 연료가스생성은 LNG 생산용량의 증가를 얻을 수 있다. 이러한 이득은 의미가 있고 중대한 인자임을 증명할 수 있으며,

- 분리용기(V2)의 부가는 압축기(K1)에서 하중을 개량할 수 있고 이를 사용하는 단가를 감소시킬 수 있다.

Claims

단계(Ia)에서 가압액화천연가스(1)를 팽창시켜 팽창된 액화천연가스유동물(2)을 공급하고, 단계(Ib)에서 상기 팽창된 액화천연가스(2)를 비교적 더 크게 휘발하는 제일상부분획(3)과 비교적 적게 휘발하는 제일저부분획(4)으로 분할하고, 단계(Ic)에서 냉동된 액화천연가스로 이루어지는 제일저부분획(4)을 수집하고, 단계(Id)에서 제일상부분획(3)을 가열하고, 제일압축기(K1)에서 압축하고, 냉각하여 수집되는 제일연료가스압축분획(5)을 공급하고, 단계(Ie)에서 제일압축분획(5)으로부터 제이압축분획(6)을 채취하고 이를 냉각한 다음, 팽창된 액화천연가스유동물(2)와 혼합하여서 하는 제일단계(I)로 이루어지는, 메탄과 C₂ 및 더 높은 탄화수소를 함유하는 가압액화가스(1)의 냉동방법에 있어서, 이 방법이 단계(IIa)에서 제이압축분획(6)을 팽창터빈(X1)과 연결된 제이압축기(XK1)에서 압축하여 제3압축분획(7)을 공급하고, 단계(IIb)에서 제3압축분획(7)을 냉각한 다음, 제4압축분획(8)과 제5압축분획(9)으로 분할하고, 단계(IIc)에서 제4압축분획(8)을 냉각하고 제이압축기(XK1)에 연결된 팽창터빈(X1)에서 팽창시켜서 팽창된 분획(10)을 공급한 다음 이를 가열하고, 다음 압축기(K1)의 중압제일단계(11)로 주입하고, 단계(IId)에서 제5압축분획(9)을 냉각한 다음, 팽창된 액화천연가스유동물(2)과 혼합하여서 하는 제이단계(II)로 이루어짐을 특징으로 하는 상기 냉동방법.
제1항에 있어서, 팽창된 액화천연가스유동물(2)을 단계(Ib)전에 제이상부분획(12)과 제이저부분획(13)으로 분할하고, 제이상부분획(12)을 가열한 다음, 중압제일단계(11)와 저압단계(15) 사이의 중간중압제이단계(14)에서 제일압축기(K1)로 주입하고, 제이저부분획(13)을 제일상부분획(3)과 제일저부분획(4)으로 분할함을 특징으로 하는 냉동방법.
제1항 또는 제2항에 있어서, 각 압축단계 다음에 냉각단계로 이루어짐을 특징으로 하는 냉동방법.
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단계(Ia)에서 가압액화천연가스(1)를 팽창시켜 팽창된 액화천연가스유동물(2)을 공급하고, 단계(Ib)에서 상기 팽창된 액화천연가스(2)를 비교적 크게 휘발하는 제일상부분획(3)와 비교적 적게 휘발하는 제일저부분획(4)으로 분할하고, 단계(Ic)에서 냉동된 액화천연가스로 이루어지는 제일저부분획(4)을 수집하고, 단계(Id)에서 제일상부분획(3)을 가열하고, 제일압축기(K1)에서 압축하고 냉각하여 수집되는 제일연료가스압축분획(5)을 공급하고, 단계(Ie)에서 제일압축분획(5)으로부터 제이압축분획을 채취하고 이를 냉각한 다음, 팽창된 액화천연가 스유동물(2)과 혼합하여서 하는 제일단계(I)를 갖는 수단으로 이루어지는, 메탄과 C₂ 및 더 높은 탄화수소를 함유하는 가압액화천연가스(1)의 냉동장치에 있어서, 이 장치가 단계(IIa)에서 제이압축분획(6)을 팽청터빈(X1)에 연결된 제이압축기(XK1)에서 압축하여 제3압축분획(7)을 공급하고, 단계(IIb)에서 제3압축분획(7)을 냉각한 다음, 제4압축분획(8)을 냉각시키고, 제이압축기(XK1)에 연결된 팽청터빈(X1)에서 팽창시켜서 팽창된 분획(10)을 공급한 다음 이를 가열하고, 다음 압축기(K1)의 중압제일단계(11)로 주입하고, 단계(IId)에서 제5압축분획(9)을 냉각한 다음, 팽창된 액화천연가스유동물(2)을 혼합하여서 하는 제이단계(II)을 갖는 수단으로 이루어짐을 특징으로 하는 상기 냉동장치.
제6항에 있어서, 장치가 단계(Ib)전에 팽창된 액화천연가스유동물(2)을 제이상부분획(12)과 제이저부분획(13)으로 분할하는 수단으로 이루어지고, 장치가 중압제일단계(11)와 저압단계(15) 사이의 중간중압제이단계(14)에서 제일압축기(K1)로 제이상부분획(12)을 가열한 다음 주입하는 수단으로 이루어지고, 장치가 제이저부분획(13)을 제일상부분획(3)과 제일저부분획(4)으로 분할하는 수단으로 이루어짐을 특징으로 하는 냉동장치.
제6항 또는 제7항에 있어서, 제일상부분획(3)과 제일저부분획(4)을 제일분리용기(V1)에서 분리시킴을 특징으로 하는 냉동장치.
제6항 또는 제7항에 있어서, 제일상부분획(3)과 제일저부분획(4)을 증류탑(C1)에서 분리시킴을 특징으로 하는 냉동장치.
제6항 또는 제7항에 있어서, 팽창된 액화천연가스유동물(2)을 제이분리용기(V2)에서 제이상부분획(12)과 제이저부분획(13)으로 분할시킴을 특징으로 하는 냉동장치.
제9항에 있어서, 증류탑(C1)이 최소한 하나의 측면과/또는 컬럼-저부 리보일러(16)를 함유하고, 이 리보일러를 통과한 증류탑(C1)의 판(17)에 채취한 액체를 열교환기(E2)에서 가열한 다음, 상기 판(17) 이하의 단계에서 증류탑(C1)으로 재주입하고, 팽창된 액화천연가스유동물(2)을 상기 열교환기(E2)에서 냉각시킴을 특징으로 하는 냉동장치.
제6항 또는 제7항에 있어서, 제일상부분획(3)과 팽창분획(10)의 냉각 및 제4압축분획(6)과 제5압축분획(9)의 가열이 하나의 동일한 제일열교환기(E1)에서 일어남을 특징으로 하는 냉동장치.
제6항 또는 제7항에 있어서, 제이상부분획(12)을 제일 열교환기(E1)에서 가열함을 특징으로 하는 냉동장치.