NO309340B1

NO309340B1 - Fremgangsmåte og apparat for forbedring av effektiviteten av en åpen-syklus kaskadekjöleprosess

Info

Publication number: NO309340B1
Application number: NO990198A
Authority: NO
Inventors: Clarence Glenn Houser; Jame Yao; Donald Lee Andress; William Raymond Low
Original assignee: Phillips Petroleum Co
Priority date: 1996-07-16
Filing date: 1999-01-15
Publication date: 2001-01-15
Also published as: NO990198D0; CO4810288A1; RU2177127C2; NO990198L; AU3592397A; CA2258946A1; EG20906A; OA10959A; MY124333A; CA2258946C; AR007741A1; AU713399B2; US5669234A; ID17736A; WO1998002699A1

Description

Oppfinnelsen angår en fremgangsmåte og et apparat for å forbedre effektiviteten av en åpen-syklus kaskadekjøleprosess anvendt ved flytendegjøring av en naturgasstrøm.

Kryogenisk flytendegjøring av normalt gassholdige materialer benyttes for den hensikt å komponentseparere, rense, lagre og transportere komponentene i en mer økonomisk og passende form. De fleste slike flytendegj ørende systemer har mange operasjoner til felles, uansett de involverte gassene, og som en konsekvens av dette har mange av de samme problemene. Et felles problem ved slike flytendegjørende prosesser er eksistensen av termodynamiske irreversibiliteter i de forskjellige kjølesyklusene som reduserer prosesseffektivitet til verdier betydelig lavere enn de som er teoretisk mulige. Følgelig vil den foreliggende oppfinnelsen beskrives med spesiell henvisning til bearbeidingen av naturgass men er anvendelig for andre gassystemer hvor en åpen kjølesyklus anvendes og et flytendegj ort produkt produseres fra en slik syklus.

Det er vanlig praksis på området for bearbeiding av naturgass å utsette gassen for kryogenisk behandling for å separere hydrokarboner som har en molekylvekt høyere enn det for metan (C2+) fra naturgassen for derved å produsere en rørledningsgass hovedsakelig på metan og en C2+ strøm nyttig for andre hensikter. Ofte vil C2+ strømmen separeres til enkeltvise komponentstrømmer, for eksempel C2, C3, C4 og C5<+.>

Det er ofte vanlig praksis å kryogenisk behandle naturgass til å flytendegj øre den samme for transport og lagring. Hovedgrunnen for flytendegj øringen av naturgass er at flytendegjøring resulterer i en volumreduksjon til ca. 1/600, og gjør det derved mulig å lagre og transportere den flytendegjorte gassen i containere av mer økonomisk og praktisk utforming. For eksempel når gass transporteres i rørledning fra forsyningskilden til et fjernt marked, er det ønskelig å drive rørledningen under en betydelig konstant og høy lastings-faktor. Ofte vil rørledningens leveringsevne eller kapasitet overskride behovet mens andre ganger vil etterspørselen overskride rørledningens leveringsevne. For å kutte bort toppene hvor etterspørselen overskrider tilførselen, er det ønskelig å lagre overskuddsgassen på en slik måte at den kan leveres når tilførselen overgår etterspørselen, for derved å muliggjøre at fremtidige topper i etterspørselen kan imøtekommes med materiale fra lagring. En praktisk måte å gjøre dette på er å omdanne gassen til en flytende tilstand for lagring og deretter å fordampe væsken etter behov.

Flytendegjøring av naturgass er av enda større betydning ved å gjøre det mulig å transportere gassen fra en forsyningskilde til et marked når kilden og markedet er atskilt ved store avstander og en rørledning ikke er tilgjengelig eller ikke er praktisk. Dette er spesielt tilfelle når transport må gjøres ved havgående fartøy. Skipstransport i den gassholdige tilstanden er generelt ikke praktisk fordi betydelig trykksetting er påkrevet for å betydelig redusere det spesifikke volumet av gassen som igjen krever anvendelsen av dyrere lagringscontainere.

For å lagre og transportere naturgass i væsketilstanden, kjøles naturgassen fortrinnsvis til -151°C til -162°C (-240°F til -260°F) hvor den innehar et nær-atmosfærisk damptrykk. Flere systemer eksisterer på området for flytendegjøringen av naturgass eller lignende hvori gassen flytendegj øres ved sekvensielt å passere gassen ved et elevert trykk gjennom et stort antall kjøletrinn hvorpå gassen kjøles til suksessivt lavere temperaturer inntil den flytendegj ørende temperaturen er nådd. Kjøling oppnås generelt ved varmeveksling ved en eller flere kjølemidler slik som propan, propylen, etan, etylen og metan. Innen fagområdet arrangeres kjølemidlene ofte ved en kaskade-måte og hvert kjølemiddel anvendes i en lukket kjølesyklus.

Når den kondenserte væsken er ved elevert trykk, er ytterligere kjøling mulig ved ekspandering av den flytendegjorte naturgassen til atmosfærisk trykk i ett eller flere ekspansjonstrinn. I hvert trinn flashes den flytendegj orte gassen til et lavere trykk for derved å produsere en tofase gass-væske-blanding ved en signifikant lavere temperatur. Væsken utvinnes og kan igjen flashes. På denne måten kjøles den flytendegj orte gassen ytterligere til en lagrings- eller transporttemperatur som er egnet for flytendegjort gasslagring ved nær-atmosfærisk trykk. I denne ekspansjonen til nær-atmosfærisk trykk flashes signifikante volumer av flytendegjort gass. Flashdampene fra ekspansjonstrinnet oppsamles generelt og resirkuleres for flytendegjøring eller anvendelse som brenselgass for kraftgenerering.

I hva som refereres til som en åpen syklus, består sluttkjølesyklusen av å flashe det flytendegj orte produktet i distinkte trinn, ved anvendelse av flashdampene for kjøling, rekomprimering av en stor andel av flashdampene, kjøling av den komprimerte gasstrømmen og returnering av den komprimerte kjølte gasstrømmen til den flytendegj ørende prosessen for flytendegjøring. I de forbundne varmevekslingsprosessene kan termodynamiske irreversibiliteter reduseres ved å redusere temperaturgradientene mellom fluidene som gjennomgår varmeveksling. Dette krever generelt motstrømmende flyt av fluidene gjennom varmevekslerne, signifikante mengder av varme-overføringsområdet, og valget av strømningshastigheter og temperaturer for strømmene som gjennomgår varmeveksling som sørger for effektiv varme-overføring. Fra et kostnadsmessig perspektiv er kostnader forbundet med tapet av termodynamisk effektivitet ofte balansert mot ytterligere kapitalkostnad for ytterligere varmeoverføringsområde, føring i rør og andre anordninger som forbedrer termodynamiske effektiviteter. Søken for nye og kostnadseffektive måter for å forbedre den termodynamiske effektiviteten av en åpen-syklus kaskadekjøleprosess har vært av spesiell interesse i mange år.

Den foreliggende oppfinnelsen tilveiebringer en prosess for økning av prosesseffektivitet i en åpen-syklus kaskadekjøleprosess ved økning av effektiviteten av den lukkede kjølesyklusen umiddelbart oppstrøms for den åpne kjølesyklusen.

Oppfinnelsen tilveiebringer også en prosess hvor kjøledriften til den lukkede syklusen umiddelbart oppstrøms for den åpne syklusen i en åpen-syklus kaskadekjøleprosess modifiseres ved økning av den relative evnen av nevnte syklus til høyttrinnskjøleren og ved reduksjon av kjøledriften til lavtrinns-kondensatoren.

Oppfinnelsen tilveiebringer også en metode og forbundet apparat for økning av prosesseffektivitet som er enkel, kompakt og kostnadseffektiv.

Oppfinnelsen tilveiebringer videre en metode og et apparat for økning av prosesseffektivitet som benytter lett tilgjengelige komponenter og krever minimale modifikasjoner til tidligere kjente trinnvise kjølemetodikker og kommersielt anvendte apparater.

I en utførelse av denne oppfinnelsen har en forbedret åpen-syklus kaskadekjøleprosess for flytendegjøring i hovedandel av en trykksatt gass blitt oppdaget og som innbefatter trinnene:

(a) kjøling av en komprimert åpen-syklus gasstrøm via motstrøm eller generelt motstrøms varmeoverføring med en eller flere åpen-syklus flashdampstrømmer til en første temperatur; (b) splitting av den kjølte komprimerte åpen-syklus gasstrømmen til en første kjølt resirkuleringsstrøm og en andre strøm; (c) kombinering av den første kjølte resirkuleringsstrømmen med den trykksatte gasstrømmen umiddelbart oppstrøms for det første kjøle-trinnet i den lukkede kjølesyklusen; (d) kjøling av gasstrømmen i trinn (c) ved strømning gjennom minst ett trinn for trinnvis kjøling; (e) ytterligere kjøling av den andre strømmen via motstrøm eller generelt motstrøms varmeoverføring med en eller flere åpen-syklus flashdamp-strømmer til en andre temperatur for derved å produsere en andre kjølt resirkuleringsstrøm; (f) kombinering av den andre kjølte resirkuleringsstrømmen med gass-strømmen i trinn (d) men oppstrøms for trinnet for trinnvis kjøling hvor strømmen flytendegj øres i hovedandel.

I en annen utførelse av denne oppfinnelsen har et apparat for effektiv kjøling av den komprimerte åpen-syklusstrømmen før kombinering med den trykksatte fødegasstrømmen i en åpen-syklus kaskadekjøleprosess blitt oppdaget og som innbefatter: (a) en indirekte varmevekslingsanordning i flytkommunikasjon med utløpsåpningen av den åpne-syklus-kompressoren; (b) minst en indirekte varmevekslingsoverføringsanordning forbundet med en ledning som returnerer en åpen-syklus flashgasstrøm hvor anordningen er nær element (a) for slik å tilveiebringe varmeveksling mellom de to anordningene og anordningen er arrangert for å gi motstrøm eller generelt motstrømsflyt av de respektive fluidene levert til ledningene; (c) en ledning forbundet ved et sted langs den indirekte varmevekslingsanordningen i (a) og hvor ledningen er i flytkommunikasjon med ledningen som leverer den trykksatte gasstrømmen til det første

kjøletrinnet i en lukket kjølesyklus eller ledningen er i indirekte flytkommunikasjon med det første kjøletrinnet hvortil den trykksatte gasstrømmen også leveres; og (d) en ledning forbundet med utgangsenden av nevnte indirekte varmevekslingsanordninger i (a) hvor ledningen er forbundet med en ledning som bærer den trykksatte gasstrømmen ved et sted nedstrøms for det første kjøletrinnet. Figur 1 er et forenklet flytskjema av en kryogenisk LNG produksjonsprosess som illustrerer metodikken og apparatet for den foreliggende oppfinnelsen. Figur 2 er en kjølekurve som illustrerer den nære tilnærmingen av oppvarming og kjøling av fluidtemperaturer i hovedmetanforvarmeren som er gjort mulig ved den foreliggende oppfinnelsen. Figur 3 er en kjølekurve som illustrerer tilnærmelsen av oppvarmingen og kjølingen av fluidtemperaturene i hovedmetanforvarmeren ved anvendelse av den åpen-syklus-metodikken som fremgår av teknikkens stand.

Mens den foreliggende oppfinnelsen er anvendelig for forbedring av prosesseffektiviteter i kaskadekjøleprosesser som anvender en avsluttende åpen-syklus hvor slike prosesser anvendes for den kryogeniske bearbeidingen av gass, vil den følgende beskrivelsen for hensikter for forenkling og klarhet gjøre spesifikk referanse til den kryogeniske kjølingen av en naturgasstrøm for å produsere flytendegjort naturgass. Imidlertid er problemer som er forbundet med mindre enn ønskede prosesseffektiviteter felles for all kryogenisk prosess som anvender en åpen syklus.

Som anvendt her henviser uttrykket åpen-syklus kaskadekjøleprosess til en kaskadekjøleprosess som anvender minst én lukket kjølesyklus og én åpen-syklus hvor kokepunktet til kjølemiddelet i den åpne syklusen er mindre enn kokepunktet til kjølemiddelet eller -midlene anvendt i den lukkede syklusen eller syklusene og en del av kjøledriften for å kondensere det komprimerte åpen-syklus kjølemiddelet tilveiebringes av en eller flere av de lukkede syklusene.

Som angitt ovenfor involverer utformingen av en kaskadekjøleprosess en balansering av termodynamiske effektiviteter og kapitalkostnader. I varme-overføringsprosesser reduseres termodynamiske irreversibiliteter som temperaturgradientene mellom oppvarming og kjøling av fluider blir progressivt mindre, men oppnåelse av små temperaturgradienter generelt krever betydelige økninger i mengden av varmeoverføringsområdet og større modifikasjoner for forskjellig prosessutstyr og det passende valget av strømningshastigheter gjennom slikt utstyr slik å forsikre seg om at strømningshastigheter og tilnærmings- og utløpstemperaturer er forenlige med den påkrevde oppvarmings-/kjøledriften. Under bearbeiding av en naturgasstrøm tilveiebringer den foreliggende oppfinnelsen en enkel, kostnadseffektiv måte for signifikant å redusere temperaturgradientene mellom den åpen-syklus-komprimerte metanbaserte gasstrømmen (det vil si resirkuleringsstrøm) og flashdampstrømmene fra LNG-flashing for derved å resultere i en signifikant reduksjon i kraftbehovene i den lukkede syklusen umiddelbart oppstrøms for den åpne-syklusen eller ytterligere ved fordelaktig å skifte kjøledriftene i slik lukket syklus til de foregående eller høyere temperaturtrinn eller -trinnene.

Fl<y>tendegjøring av naturgasstrøm

Kryogeniske anlegg har en rekke utforminger; den mest effektive og effektive er en optimalisert kaskade-type-operasjon og den optimaliserte typen i kombinasjon med ekspansjons-type-kjøling. Siden også metoder for produksjonen av flytendegjort naturgass (LNG) omfatter separeringen av hydrokarboner av høyere molekylvekt enn metan som en første del derav, skildrer en beskrivelse av et anlegg for den kryogeniske produksjonen av LNG effektivt et lignende anlegg for fjerning av C2+ hydrokarboner fra en naturgasstrøm.

I den foretrukne utførelsen angår oppfinnelsen den sekvensielle kjølingen av en naturgasstrøm ved et elevert trykk, for eksempel ca. 650 psia, ved sekvensiell kjøling av gasstrømmen ved passering gjennom en flertrinns propansyklus, en flertrinns etan- eller etylensyklus og en åpen-ende metansyklus som benytter en andel av fødegassen som en metankilde og som omfatter deri en flertrinns ekspansjonssyklus for ytterligere å kjøle den samme eller å redusere trykket til nær-atmosfærisk trykk. I sekvensen for kjølesykluser benyttes kjølemiddelet som har det høyeste kokepunktet først etterfulgt av et kjølemiddel som har et mellomkokepunkt og til slutt av et kjølemiddel som har det laveste kokepunktet.

Forbehandlingstrinn gir en måte for å fjerne uønskede komponenter slik som syregasser, merkaptan, kvikksølv og fuktighet fra naturgass-fødestrømmen levert anlegget. Sammensetningen av denne gasstrømmen kan variere i betydelig grad. Som anvendt her er en naturgasstrøm en hvilken som helst strøm som prinsipielt inneholder metan som i hovedandel kommer fra en naturgass-fødestrøm, hvor slik fødestrøm for eksempel inneholder minst 85 volum%, hvor resten er etan, høyere hydrokarboner, nitrogen, karbondioksid og en mindre mengde av andre kontaminanter slik som kvikksølv, hydrogen-sulfid og merkaptan. Forbehandlingstrinnene kan være atskilte trinn plassert enten oppstrøms for kjølesyklusene eller plassert nedstrøms for et av de tidligere kjøletrinnene i den opprinnelige syklusen. Det følgende er en ufullstendig angivelse av noen av de tilgjengelige midlene som er lett tilgjengelige for en fagmann på området. Syregasser og i en mindre grad merkaptan fjernes rutinemessig via en absorpsjonsprosess som anvender en vandig aminbærende løsning. Dette behandlingstrinnet utføres generelt oppstrøms for kjøletrinnet i den opprinnelige syklusen. En hovedandel av vannet fjernes rutinemessig som en væske via tofase gass-væske-separasjon etterfulgt av gasskomprimering av kjøling oppstrøms for den opprinnelige kjølesyklusen og også nedstrøms for det første kjøletrinnet i den opprinnelige kjølesyklusen. Kvikksølv fjernes rutinemessig via kvikksølvsorbentsjikt. Rester av vannmengder og syregasser fjernes rutinemessig via anvendelsen av passende valgte sorbentsjikt slik som regenererbare molekylsikter. Prosesser som anvender sorbentsjikt er generelt plassert nedstrøms for det første kjøletrinnet i den opprinnelige kjølesyklusen.

Naturgassen leveres generelt til den flytendegj ørende prosessen ved et elevert trykk eller komprimeres til et elevert trykk, som kan være trykk større enn 500 psia, fortrinnsvis 500 psia til 900 psia, enda mer foretrukket 500 psia til 675 psia, enda mer foretrukket 600 psia til 675 psia, og mest foretrukket ca. 650 psia. Strømtemperaturen er typisk nær omgivelsestemperatur eller noe over omgivelsestemperatur. En representativ temperatur er i området 15°C til 49°C (60 °F til 120 °F).

Som tidligere anført kjøles naturgasstrømmen i en rekke flertrinns (f.eks tre) sykluser eller trinn ved indirekte varmeveksling med et stort antall kjøle-midler, fortrinnsvis tre. Den totale kjøleeffektiviteten for en bestemt syklus forbedres når antallet trinn økes, men denne økning i effektivitet ledsages av tilsvarende økninger i netto kapitalkostnad og prosesskompleksitet. Fødegassen passeres fortrinnsvis gjennom et stort antall kjøletrinn, nominelt 2, fortrinnsvis 2-4, og nærmere foretrukket tre trinn, i den første lukkede kjølesyklusen som benytter et relativt høytkokende kjølemiddel. Slikt kjølemiddel innbefattes fortrinnsvis i hovedandel av propan, propylen eller blandinger derav, nærmere foretrukket propan, og mest foretrukket består kjølemiddelet i alt vesentlig av propan. Deretter strømmer den bearbeidede fødegassen gjennom et effektivt antall av trinn, nominelt to, fortrinnsvis 2-4, og mer foretrukket to eller tre, i en andre lukket kjølesyklus i varmeveksling med kjølemiddel som har et lavere kokepunkt. Et slikt kjølemiddel består fortrinnsvis i hovedandel av etan, etylen eller blandinger derav, nærmere foretrukket etylen, og mest foretrukket består kjølemiddelet i alt vesentlig av etylen. Hvert kjøletrinn innbefatter en atskilt kjølesone.

Generelt vil naturgassføden inneholde slike mengder av C2+ komponenter for slik å resultere i dannelsen av en C2+ rik væske i en eller flere av kjøletrinnene. Denne væsken fjernes via gass-væske-separasjonsanordninger, fortrinnsvis en eller flere konvensjonelle gass-væske-separatorer. Generelt kontrolleres den sekvensielle kjølingen av naturgassen i hvert trinn for slik å fjerne så mye som mulig av C2 og høyere molekylvekthydrokarboner fra gassen for å produsere en gasstrøm som er dominerende med hensyn på metan og en væskestrøm som inneholder signifikante mengder av etan og tyngre komponenter. Et effektivt antall gass/væske separasjonsanordninger er plassert ved strategiske steder nedstrøms for kjølesonene for fjerningen av væskestrømmer som er rike på C2+ komponenter. De nøyaktige plasseringene og antallet av gass/væske separasjonsanordninger, fortrinnsvis konvensjonelle gass/væske-separatorer, vil være avhengig av et antall driftsparametere, slik som C2+ sammensetningen av naturgassfødestrømmen, det ønskede BTU-innholdet av LNG-produktet, verdien av C2+ komponentene for andre applikasjoner og andre faktorer som rutinemessig betraktes av fagfolk av LNG-anlegg og gassanleggdrift. C2+ hydrokarbonstrømmen eller - strømmene kan være demetanisert via en enkelttrinnsflash eller en fraksjoneringskolonne. I det siste tilfellet kan den metanrike strømmen returneres direkte ved trykk til den flytendegj ørende prosessen. I det første tilfellet kan den metanrike strømmen på nytt trykksettes og resirkuleres eller kan brukes som brenselgass. C2+ hydrokarbonstrømmen eller -strømmene eller den demetaniserte C2+ hydrokarbonstrømmen kan anvendes som brennstoff eller kan videre bearbeides slik som ved fraksjonering i en eller flere fraksjoneringssoner for å produsere enkeltvise strømmer som er rike på spesifikke kjemiske bestanddeler (for eksempel C2, C3, C4 og C5+). I det siste trinnet for den andre kjølesyklusen kondenseres gasstrømmen som er dominerende med hensyn på metan (det vil si flytendegjort) i hovedandel, fortrinnsvis i sin helhet. Prosesstrykket ved dette stedet er bare noe lavere enn trykket på fødegassen til det første trinnet i den første syklusen.

Den flytendegj orte naturgasstrømmen kjøles deretter ytterligere i et tredje trinn eller den åpne syklusen via kontakt i en hovedmetanforvarmer med flashgasser generert i dette tredje trinnet på en måte som beskrives senere og påfølgende ekspansjon av den flytendegj orte gasstrømmen til nær-atmosfærisk trykk. Under denne ekspansjonen kjøles det flytendegj orte produktet via minst én, fortrinnsvis to til fire, og mer foretrukket tre ekspansjoner hvor hver ekspansjon anvender som en trykkanordningsmåte enten Joule-Thomson ekspansjonsventiler eller hydrauliske ekspandere. Ekspansjonen etterfølges av en separasjon av gass-væske-produktet med en separator. Når en hydraulisk ekspander anvendes og drives på passende måte, de større effektivitetene forbundet med kraftutvinningen, en større reduksjon i strømtemperatur, og produksjon av mindre damp under flashtrinnet vil ofte mer enn oppveie de høyere kapital- og driftskostnadene forbundet med ekspanderen. I en utførelse er ytterligere kjøling av det flytendegj orte produktet under høyt trykk før flashing gjort mulig ved først flashing av en del av denne strømmen via en eller flere hydrauliske ekspandere og deretter via indirekte varmevekslingsanordninger som anvender den nevnte flashede strømmen for å kjøle den flytendegj orte strømmen under høyt trykk før flashing. Det flashede produktet resirkuleres deretter via retur til et passende sted, basert på temperatur- og trykkbetraktninger, i den åpne metansyklusen og vil til slutt rekomprimeres. Som anvendt her, vil åpen metansyklusstrøm henvise til en strøm som er dominerende med hensyn på metan og som stammer i hovedandel fra flashdamper fra flytendegjort produkt og åpen metansyklus vil henvise til en åpen-syklus som anvender nevnte strøm. Flytendegjort produkt vil med et felles navn bli henvist til som metan skjønt den kan inneholde mindre konsentrasjoner av andre bestanddeler.

Når væskeproduktet som går inn i den tredje syklusen er ved et foretrukket trykk på ca. 600 psia, er representative flashtrykk for en tretrinns flash-prosess ca. 190, 61 og 24,7 psia. Damp flashet eller fraksjonert i nitrogen-separasjonstrinnet som skal beskrives og deretter flashet i ekspansjonsflash-trinnet, benyttes i hovedmetanforvarmeren for å kjøle det nettopp flytendegj orte produktet fra det andre syklus/trinnet før ekspansjon og for å kjøle den komprimerte åpen metansyklusstrømmen. De oppfinneriske måtene og assosiert apparat for resirkulering av det flashede produktet skal diskuteres senere. Flashing av den flytendegj orte strømmen til nær-atmosfærisk trykk, produserer et LNG-produkt som innehar en temperatur på -151°C til -162°C (-240°F til -260°F).

For å opprettholde et akseptabelt BTU-innhold i det flytendegj orte produktet når betydelig nitrogen eksisterer i naturgassfødegassen, må nitrogen konsentreres og fjernes ved et sted i prosessen. Forskjellige teknikker er tilgjengelige for dette formålet for fagfolk. Det følgende er eksempler. Når nitrogenkonsentrasjonen i føden er lav, typisk mindre enn ca. 1,0 volum%, oppnås nitrogenfjerning generelt ved fjerning av en liten strøm ved høyttrykksinnløpet eller utløpsåpningen ved den åpne metansyklus-kompressoren. Når nitrogenkonsentrasjonen i innløpsfødegassen er ca. 1,0 til ca. 1,5 volum%, kan nitrogen fjernes ved å utsette den flytendegj orte gasstrømmen fra hovedmetanforvarmeren til en flash før ekspansjonstrinnet tidligere diskutert. Anvendelsen av dette flashtrinnet er demonstrert i eksempelet. Flashdampen vil inneholde en betydelig konsentrasjon av nitrogen og kan påfølgende anvendes som en brenselgass. Et typisk flashtrykk for nitrogenfjerning ved disse konsentrasjoner er ca. 400 psia. Når fødestrømmen inneholder en nitrogenkonsentrasjon på mer enn ca. 1,5 volum%, kan flashtrinnet som følger strømning gjennom hovedmetanforvarmeren ikke tilveiebringe nok nitrogenfjerning og en nitrogenrejeksjonskolonne vil være påkrevet hvorfra det produseres en nitrogenrik dampstrøm og en væskestrøm. I en foretrukket utførelse ved anvendelse av nitrogenrejeksjonskolonne, splittes den flytendegj orte metanstrømmen med høyt trykk til hovedmetanforvarmeren til en første og andre andel. Den første andelen flashes til ca. 400 psia og tofaseblandingen fødes som en fødestrøm til nitrogenrejeksjonskolonnen. Den andre andelen av den flytendegj orte metanstrømmen med høyt trykk kjøles ytterligere ved strømning gjennom hovedmetanforvarmeren, flashes deretter til 400 psia, og den resulterende tofaseblandingen fødes til kolonnen hvor den skaffer tilbakestrømning. Den nitrogenrike gasstrømmen produsert fra toppen av nitrogenrejeksjonskolonnen vil generelt anvendes som brensel. Produsert fra bunnen av kolonnen, er en væskestrøm som enten returneres til hovedmetanforvarmeren for kjøling eller i den foretrukne utførelsen, fødes til det neste ekspansjonstrinnet for den åpne metansyklusstrømmen.

Trinnvis kjøling for flytendegjøring av naturgass

Kritisk for flytendegj øringen av naturgass i en kaskadeprosess er anvendelsen av en eller flere kjølemidler for overføring av varmeenergi fra naturgass-strømmen til kjølemiddelet og til slutt overføring av nevnte varmeenergi til miljøet. Kjernen er at det totale kjølesystemet fungerer som en varmepumpe ved fjerning av varmeenergi fra naturgasstrømmen når strømmen progressivt kjøles til lavere og lavere temperaturer.

Den oppfinneriske prosessen anvender flere typer kjøling som omfatter men som ikke er begrenset til (a) indirekte varmeveksling, (b) fordamping og (c) ekspansjon eller trykkreduksjon. Indirekte varmeveksling, slik som det anvendt her, henviser til en prosess hvor kjølemiddelet kjøler substansen som skal kjøles uten virkelig fysisk kontakt mellom kjølemiddelet og substansen som skal kjøles. Spesifikke eksempler på indirekte varmevekslingsanordninger omfatter varmeveksling gjennomgått i en skall-og-rør-varmeveksler, en kjerne-i-kar-varmeveksler, og en aluminiumsmantlet plate-ribbe-varmeveksler. Den fysikalske tilstanden av kjølemiddelet og substansen som skal kjøles kan variere avhengig av kravene til systemet og valget av type varmeveksler. Således vil i den oppfinneriske prosessen en skall-og-rør-varmeveksler typisk benyttes hvor kjølemiddelet er i en væsketilstand og substansen som skal kjøles er i væske- eller gassholdig tilstand eller når en av substansene gjennomgår en faseendring og prosessbetingelser ikke favoriserer anvendelsen av en kjerne-i-kar-varmeveksler. Som et eksempel er aluminium og aluminiumslegeringer foretrukne konstruksjonsmaterialer for kjernen, men slike materialer kan ikke være egnet for anvendelse ved de bestemte prosessbetingelsene. En plate-ribbe-varmeveksler vil typisk benyttes der hvor kjølemiddelet er i en gassholdig tilstand og substansen som skal kjøles er i væsketilstand eller gassholdig tilstand. Til slutt vil kjerne-i-kar-varmeveksleren typisk benyttes der hvor substansen som skal kjøles er væske eller gass og kjølemiddelet gjennomgår en faseendring fra en væsketilstand til en gassholdig tilstand under varmevekslingen.

Fordampningskjøling henviser til kjølingen av en substans ved avdampning-en eller fordampningen av en andel av substansen med systemet opprettholdt ved et konstant trykk. Således, under fordampningen, absorberer andelen av substansen som avdampes varme fra andelen av substansen som forblir i en væsketilstand og således kjøler væskeandelen.

Til slutt henviser ekspansjon eller trykkreduksjon til kjølingen som skjer når trykket til en gass, væsken eller et tofasesystem senkes ved føring gjennom en trykkreduksjonsanordning. I en utførelse betyr denne ekspansjonen en Joule-Thomson ekspansjons ventil. I en annen utførelse betyr ekspansjonen enten en hydraulisk ekspander eller en gassekspander. Fordi ekspandere utvinner arbeidsenergi fra ekspansjonsprosessen, er lavere prosesstrøm-temperaturer mulig ved ekspansjon.

I diskusjonen og tegningene som følger kan diskusjonene eller tegningene utlede ekspansjonen av et kjølemiddel ved strømning gjennom en strupe-ventil etterfulgt av en påfølgende separasjon av gass- og væskeandeler i kjølerne hvor indirekte varmeveksling også skjer. Mens dette forenklede skjemaet fungerer og noen ganger foretrekkes på grunn av kostnad og enkelhet, kan det være mer effektivt å utføre ekspansjon og separasjon og deretter partiell avdamping som separat trinn, for eksempel en kombinasjon av strupeventiler og flashtromler før indirekte varmeveksling i kjølerne. I en annen gjennomførbar utførelse kan strupe- eller ekspansjons ventilen ikke være en separat anordning, men en integral del av kjøleren (det vil si flashet skjer ved innførsel av det flytendegj orte kjølemiddelet inn i kjøleren).

I den første kjølesyklusen eller -trinnet, fås kjøling ved komprimering av et høyere kokepunkts gassholdig kjølemiddel, fortrinnsvis propan, til et trykk hvor den kan flytendegj øres ved indirekte varmeoverføring med et varme-overføringsmedium som til slutt anvender miljøet som et kjølelegeme, hvor kjølelegemet generelt er atmosfæren, en ferskvannskilde, en saltvannskilde, jorden eller to eller flere av de foregående. Det kondenserte kjølemiddelet gjennomgår deretter ett eller flere ekspansjonstrinnkjøling via egnede ekspansjonsanordninger for derved å produsere tofase-blandinger som innehar signifikant lavere temperaturer. I en utførelse splittes hoved-strømmen til minst to separate strømmer, fortrinnsvis to til fire strømmer, og mest foretrukket tre strømmer hvor hver strøm ekspanderes separat til et bestemt trykk. Hver strøm gir deretter fordampende kjøling via indirekte varmeoverføring med én eller flere valgte strømmer, hvor én slik strøm er naturgasstrømmen som skal flytendegj øres. Antallet separate kjølemiddel-strømmer vil tilsvare antallet kjølemiddel-kompressortrinn. Det fordampede kjølemiddelet fra hver respektive strøm returneres deretter til det passende trinnet ved kjølemiddel-kompressoren (for eksempel to separate strømmer vil tilsvare en totrinns kompressor). I en mer foretrukket utførelse ekspanderes alt flytendegjort kjølemiddel til et forhåndsbestemt trykk og denne strømmen anvendes deretter for å gi fordampende kjøling via indirekte varmeoverføring med en eller flere valgte strømmer, hvor en slik strøm er naturgasstrømmen som skal flytendegj øres. En andel av det flytendegj orte kjølemiddelet fjernes deretter fra den indirekte varmevekslingsanordningen, ekspansjonskjøles ved ekspandering til et lavere trykk og tilsvarende lavere temperatur hvor den skaffer fordampende kjøling via indirekte varmevekslingsanordning med en eller flere designerte strømmer, hvor en slik strøm er naturgasstrømmen som skal flytendegj øres. Nominelt vil denne utførelsen anvende to slike ekspansjonskjøling/fordampende kjøletrinn, fortrinnsvis to til fire, og mest foretrukket tre. Lik den første utførelsen, returneres kjølemiddeldampen fra hvert trinn til den passende innløpsåpningen ved den trinnvise kompressoren.

I et kaskadekjølesystem er signifikant andel av kjølingen for flytendegjøring av de lavere kokepunkts kjølemidlene (det vil si kjølemidlene anvendt i de andre og tredje syklusene) gjort mulig ved kjøling av disse strømmer via indirekte varmeveksling med valgte høyerekokende kjølemiddelstrømmer. Denne måten å kjøle på henvises til som »kaskadekjøling». Kjernen er at de høyerekokende kjølemidlene fungerer som kjølelegemer for de laverekokende kjølemidlene, eller angitt på en annen måte, varmeenergi pumpes fra naturgasstrømmen som skal flytendegj øres til et laverekokende kjølemiddel og pumpes deretter (det vil si overføres) til en eller flere høyerekokende kjølemidler før overføring til miljøet via et miljømessig kjølelegeme (for eksempel ferskvann, saltvann, atmosfære). Som i den første syklusen komprimeres kjølemiddel anvendt i de andre og tredje syklusene via kompressorer, fortrinnsvis flertrinnskompressorer til forvalgte trykk. Når det er mulig og økonomisk gjennomførbart, kjøles den komprimerte kjølemiddel-dampen først via indirekte varmeveksling med en eller flere kjølemidler (for eksempel luft, saltvann, ferskvann) direkte koblet til miljø-kjølelegemene. Denne kjølingen kan være via mellomtrinnskjøling, mellom kompresjonstrinn eller kjøling av det fullstendig komprimerte kjølemiddelet. Den komprimerte strømmen kjøles deretter ytterligere via indirekte varmeveksling med en eller flere av de tidligere diskuterte kjøletrinn for de høyere kokepunktskjøle-midlene. Som anvendt her, skal kompressor henvises til som kompresjons-utstyr forbundet med alle kompresjonstrinn og ethvert utstyr forbundet med mellomtrinnskjøling.

Det andre sykluskjølemiddelet, fortrinnsvis etylen, kjøles fortrinnsvis først etter komprimering via indirekte varmeveksling med ett eller flere kjøle-midler koblet direkte til et miljø-kjølelegeme (det vil si mellomtrinns-og/eller etterkjøling etterfulgt av komprimering) og deretter kjøles det ytterligere og til slutt flytendegj øres via sekvensiell kontakt med de første og andre eller første, andre og tredje kjøletrinn for det høyeste kokepunktkjøle-middelet som anvendes i den første syklusen. De foretrukne andre og første sykluskjølemidlene er henholdsvis etylen og propan.

I den åpne-syklusandel av kaskadekjølesystemet slik som illustrert i figur 1, skjer kjøling ved (1) underkjøling av det trykksatte LNG-væskeproduktet før flashing ved å bringe væsken i kontakt med nedstrøms flashdamper og (2) kjøling av den komprimerte resirkuleringsstrømmen ved å bringe i kontakt med nevnte flashdamper. Som nettopp anført, kjøles det flytendegj orte LNG-produktet fra den andre syklusen først i den åpne eller tredje syklusen via indirekte kontakt med en eller flere flashdampstrømmer fra påfølgende flashtrinn etterfulgt av påfølgende trykkreduksjon av den kjølte strømmen. Trykkreduksjonen utføres i en eller flere atskilte trinn. I hvert trinn produseres signifikante mengder av metanrik damp ved et gitt trykk. Hver dampstrøm gjennomgår fortrinnsvis signifikant varmeoverføring i metanforvarmeren via kontakt med en flytendegjort strøm som skal flashes eller den trykksatte resirkuleringsstrømmen og returneres fortrinnsvis til innløpsåpningen av et kompressortrinn ved nær-omgivelsestemperaturer. I strømningsforløpet gjennom metanforvarmerne bringes flashdampene i kontakt med varmere strømmer i en generell motstrømsmåte, fortrinnsvis en motstrømsmåte, og i en sekvens utformet for å maksimalisere kjølingen av de varmere strømmene. Trykket valgt for hvert ekspansjonskjøletrinn er slik at for hvert trinn resulterer gassvolumet generert pluss det komprimerte dampvolumet fra tilstøtende lavere trinn i effektiv samlet drift av flertrinns-kompressoren.

De oppvarmede flash- eller resirkuleringsstrømmene, utenom enhver nitrogen-rejeksjonsstrøm, tilbakeføres, fortrinnsvis ved nær-omgivelsestemperatur, til kompressorens innløpsåpninger hvorpå disse strømmene komprimeres til et trykk slik at de kan kombineres med hovedprosess-strømmen før flytendegjøring. Mellomtrinnskjøling og kjøling av den komprimerte metangasstrømmen (dvs. komprimert i resirkuleringsstrøm) foretrekkes og utføres fortrinnsvis via indirekte varmeveksling med flere kjølemidler direkte koblet til et miljø-kjølelegeme. Den komprimerte metangasstrømmen kjøles deretter ytterligere via indirekte varmeveksling med kjølemiddel i de første og andre syklusene, fortrinnsvis det første sykluskjølemiddelet i alle trinn, mere foretrukket de første to trinnene og mest foretrukket, det første trinnet. Den kjølte metanstrømmen kjøles ytterligere via indirekte strømveksling med flashdamper i hovedmetan-forvarmen og kombineres deretter med naturgassfødestrømmen på oppfinnerisk måte, som skal beskrives. I teknikkens stand skjedde rekombineringen umiddelbart før slutt-kjøletrinnet i den andre syklusen hvor den kombinerte strømmen ble gjort flytende.

Optimalisering via mellomtrinns- og intersvklus- varmeoverføring.

Tilbakeføring av kjølemiddel-gasstrømmene til deres respektive kompressorer ved eller nær-omgivelsestemperatur er generelt gunstig. Ikke bare forbedrer dette trinnet de samlede effektiviteter, men vanskeligheter forbundet med kompressorkomponentenes eksponering for kryogeniske tilstander, er i stor grad redusert. Dette er oppnådd via anvendelsen av forvarmere hvor strømmer innbefattet i hovedandel av væske og før flashingen først kjøles ved indirekte varmeveksling med én eller flere dampstrømmer generert i et nedstrømsekspansjonssteg (dvs. trinn) eller steg på samme måte eller en nedstrømssyklus. Som et eksempel strømmer flashdamper i den åpne eller tredje syklusen fortrinnsvis gjennom én eller flere forvarmere hvor (1) disse dampene kjøler via indirekte varmeveksling de flytendegj orte produktstrømmene før hvert trykkreduksjonstrinn og (2) disse dampene kjøler via indirekte varmeveksling den komprimerte åpen-metan syklus strømmen før resirkulering og kombinasjon med naturgasstrømmen. Disse kjøletrinnene vil diskuteres i nærmere detalj i diskusjonene av Fig. 1.1 en utførelse hvor etylen og metan anvendes i hhv. de andre og åpne eller tredje syklusene, kan kontakt utføres via en serie etylen- og metanforvarmere. I den foretrukne utførelsen som er illustrert i Fig. 1 og som vil diskuteres i nærmere detalj senere, er der en hovedetylen-forvarmer, en hovedmetanforvarmer og én eller flere ytterligere metanforvarmere. De ytterligere forvarmerene henvises til her som den andre metanformvarmeren, den tredje metanforvarmeren osv. og hver ytterligere metanforvarmer tilsvarer et separat nedstrøms flashtrinn.

Oppfinnerisk fremgangsmåte/ apparat for kombinasjon av åpen- syklus og prosesstrøm.

Et viktig del med den foreliggende oppfinnelsen er måten hvorved den komprimerte åpen-syklus gasstrømmen eller resirkuleringsstrømmen forkjøles og kombineres med hovedprosesstrømmen som skal flytendegj øres i hovedandel og de uventede forbedringene i prosesseffektiveteter forbundet med fremgangsmåten og det forbundne apparatet. I den foretrukne utførelsen er den komprimerte åpen-syklus gasstrømmen en åpen metan syklusstrøm og hovedprosesstrømmen er en bearbeidet naturgasstrøm. Som tidligere anført forbedres prosesseffektivitet rutinemessig ved underkjøling av de trykksatte væskeproduktene før et trykkreduksjonstrinn ved å bringe i kontakt via en indirekte varmevekslingsanordning med nedstrøms flashdamp. I en lignende måte kan prosesseffektivetet forbedres ved anvendelse av flashdampene til å kjøle strømmen før kombinasjon av slike resirkuleringsstrøm med hoved-prosesstrømmen. Slik kjøling tillater også flashdampene til å returneres til kompressoren ved nær-omgivelsestemperaturer. På området kjøles resirkuleringsstrømmen i sin helhet og kombineres med hovedprosess-strømmen i den andre syklusen umiddelbart oppstrøms for kondensatoren hvor den kombinerte strømmen kondenseres i hovedandel.

Det er nå oppdaget at uventede forbedringer i prosesseffektiveteter er mulige ved selektivt å kjøle resirkuleringsstrømmen på en slik måte at to eller flere returstrømmer ved forskjellige temperaturer produseres og påfølgende kombinasjon av disse strømmer med hovedprosesstrømmen i kaskade-kjøleprosessen ved steder hvor de respektive strømtemperaturene er mer like. Oppdelingen av resirkuleringsstrømmen i to til fire returstrømmer foretrekkes og to til tre returstrømmer er mer foretrukket. Mest foretrukket er oppdeling eller splitting av resirkuleringsstrømmen til to returstrømmer på grunn av økningen i effektivitet ved minimal økning i kapitalkostnad og prosesskompleksitet. For fire returstrømmer innbefatter hver strøm fortrinnsvis 10 til 70% av resirkuleringsstrømmen, nærmere foretrukket 15 til 55%, og mest foretrukket ca. 25%. For tre returstrømmer innbefatter hver strøm fortrinnsvis 10 til 80% av resirkuleringsstrømmen, mer foretrukket 20 til 60%, og mest foretrukket ca. 33%. For to returstrømmer innbefatter hver strøm fortrinnsvis 20 til 80% av resirkuleringsstrømmen, mer foretrukket 25 til 75%, og mest foretrukket ca. 50%. Når den lukkede kjølesyklusen umiddelbart oppstrøms for den åpne syklusen består av to eller tre trinn, er den mest foretrukne konfigurasjonen to returstrømmer med returlokaliseringer oppstrøms for førstetrinnskjøleren og oppstrøms for sistetrinnskondensator hvor den kombinerte strømmen flytendegj øres i hovedandel.

Den oppfinneriske prosessen for flytendegjøring av en trykksatt gasstrøm innbefattes nominelt av først å kombinere en trykksatt gasstrøm med en første resirkuleringsgasstrøm som stammer fra et påfølgende trinn som skal beskrives i nærmere detalj. Denne strømmen kjøles deretter til nær dens flytendegjøringstemperatur via strømning gjennom minst én indirekte varmevekslingsanordning og kombineres deretter med en andre resirkuleringsgasstrøm som skal beskrives i nærmere detalj. Den kombinerte strømmen kjøles deretter ytterligere ved strømning gjennom minst én indirekte varmeanording hvorpå strømmen kondenseres i hovedandel. Trykket av denne strømmen reduseres deretter ved strømning gjennom minst én trykkreduksjonsanordning og produserer derved en tofasestrøm. Denne strømmen adskilles deretter i en gass/væskeseparator til en første retur-gasstrøm og en første produktvæskestrøm. Returgasstrømmen strømmer deretter gjennom en indirekte varmevekslingsanordning for der å produsere en første oppvarmet returgasstrøm som deretter komprimeres til et trykk større enn eller lik trykket som innehas av den trykksatte gasstrømmen for derved å produsere en resirkuleringsgasstrøm. Resirkuleringsgasstrømmen kjøles deretter til nær-omgivelsestemperatur og kjøles deretter ytterligere ved strømning gjennom minst én indirekte varmevekslingsanordning i termisk kontakt med de tidligere anførte varmevekslingsanordninger hvorigjennom den første returgasstrømmen (dvs. flashdamper) strømmet. Resirkulerings-gasstrømmen kjøles i sin helhet til den første temperatur, strømmen splittes deretter til den første resirkuleringsgasstrøm og den andre resirkuleringss-strøm, og den andre strømmen kjøles ytterligere ved også strømning gjennom minst én indirekte varmevekslingsanordning i termisk kontakt med de tidligere anførte varmevekslingsanordningene hvorigjennom den første returgasstrømmen strømmet for derved å produsere en andre resirkulerings-gasstrøm som innehar en temperatur lavere enn det for den første gassresirkuleringsstrømmen. Resirkuleringsstrømmen og returgasstrømmen strømmer gjennom deres respektive varmevekslingsanordninger i en generelt motstrøms måte med hverandre.

Ideelt sett bør den første resirkuleringsgasstrømmen og den andre resirkuleringsstrømmen inneha temperaturer som er lik temperaturene på gasstrømmene som de kombineres med for slik å unngå termodynamiske irreversibiliteter forbundet med blandingen av fluider av forskjellige temperaturer. Fra et operasjonelt og design perspektiv, er dette generelt lettere å oppnå for den første resirkuleringsgasstrømmen. Det er derfor foretrukket at den første resirkuleringsstrømmen og prosesstrømmen ved kombinasjonspunktene skal være ved eller cirka den samme temperaturen og nærmere foretrukket at den første resirkuleringsstrømmen og prosesstrømmen ved kombinasjonspunktet er ved eller cirka samme temperaturen og den andre resirkuleringsstrømmen og prosesstrømmen ved kombinasjonspunktet er ved eller cirka den samme temperaturen.

I en foretrukket utførelse er den trykksatte gasstrømmen naturgass og fortrinnsvis er trykket av nevnte strøm større enn 500 psia, mer foretrukket større enn 500 psia til 900 psia, enda mer foretrukket 500 psia til 675 psia, enda mer foretrukket 600 psia til 675 psia, og mest foretrukket 650 psia. Som tidligere anført anvender den lukkede kjølesyklusen fortrinnsvis et kjølemiddel som i hovedandel består av etylen, etan eller en blanding derav. Som også tidligere anført foretrekkes det at en ytterligere kjølesyklus kan anvendes hvis primærfunksjon er å forkjøle den trykksatte gasstrømmen. Fortrinnsvis er kjølemidlet anvendt i denne lukkede syklusen innbefattet av propan i hovedandel og i en foretrukket utførelse er denne syklusen også anvendt for kjøling av den komprimerte åpen-syklus strømmen før kjøling via indirekte gass med de åpen-syklus flashgassene. Denne kjølesyklusen tilveiebringer også kjøledrift til å kondensere de komprimerte dampene i syklusen umiddelbart oppstrøms for den åpne syklusen og derfor er de respektive syklusene i kaskade.

I en foretrukket utførelse, før strømming av det kondenserte produktet gjennom de ovenførte trykkreduksjonsanordningene, kjøles produktet ytterligere ved strømning gjennom minst én indirekte varmevekslingsanordning som er i termisk kontakt med (dvs. kan gjennomgå varmeveksling med) minst én indirekte varmevekslingsanordning som tidligere anført for oppvarming av naturgasstrømmen og hvor gasstrømmene strømmer gjennom deres respektive indirekte varmevekslingsanordninger i en generelt motstrøms, fortrinnsvis en motstrøms måte, måte til hverandre.

I en foretrukket utførelse består prosessen også av ytterligere trykkreduksjonstrinn hvor den første væskestrømmen fra gass/væskeseparatoren plassert nedstrøms for de første trykkreduksjonsanordningene er (1) kjølt via strømning gjennom minst én indirekte varmevekslingsanordning som er kjølt via returgasstrømmene som stammer fra nedstrømsflash eller trykkreduksjonstrinn som skal beskrives (2) strømning av nevnte kjølte væske-strøm gjennom minst én trykkreduksjonsanordning for derved å produsere en tofasestrøm; og deretter (3) strømming av nevnte strøm i en separator for gass/væskeseparasjon hvorfra produseres den andre returgasstrøm og en andre væskestrøm. Den andre returgasstrømmen strømmer deretter gjennom en indirekte varmevekslingsanordning i termisk kontakt med den nettopp anførte indirekte varmevekslingsanordningen anvendt for kjøling av væskestrømmen og strømmer deretter gjennom den minst ene varmevekslingsanordningen i termisk kontakt i en generelt motstrøms måte, fortrinnsvis en motstrøms måte, med de tidligere anførte indirekte varmevekslingsanordningene anordnet for kjøling av den komprimerte resirkuleringsstrømmen for derved å produsere en andre oppvarmet returstrøm. Denne strømmen returneres til kompressoren, komprimeres, og kombineres deretter med den første oppvarmede returstrømmen for ytterligere kompresjon.

I en enda mer foretrukket utførelse strømmes den andre væskestrømmen gjennom en trykkreduksjonsanordning for derved å produsere en tofasestrøm som strømmes til en gass/væskeseparator hvorfra produseres en tredje returgasstrøm og en tredje væskestrøm. Den tredje returgasstrømmen strømmes deretter gjennom minst én indirekte varmevekslingsanordning i termisk kontakt med den nettopp anførte indirekte varmevekslingsanordningen anvendt for kjøling av den andre væskestrømmen og strømmer deretter gjennom minst én indirekte varmevekslingsanordning i termisk kontakt i en generelt motstrøms måte, fortrinnsvis en motstrøms måte, med de tidligere anførte indirekte varmevekslingsanordningene anvendt for kjøling av den komprimerte resirkuleringsstrømmen for der å produsere en tredje oppvarmet returstrøm. Denne strømmen returneres til kompressoren, komprimeres, og kombineres deretter med den andre oppvarmede retur-strømmen for ytterligere kompresjon.

Ved flytendegjøring av naturgass ved et prosesstrykk på 500 psia til 675 psia, er det foretrukne trykket som etterfølger et enkelt trykkreduksjonstrinn 15 psia til 30 psia. Ved anvendelse av den mer foretrukne to-trinns trykkreduksjonsprosedyren, er foretrukne trykk som etterfølger trykkreduksjon

150 psia til 250 psia for det første reduksjonstrinnet og 15 psia til 30 psia for det andre reduksjonstrinnet. Ved anvendelse av den mest foretrukne tre-trinns trykkreduksjonsprosedyren, er et trykk på 150 til 250 psia foretrukket for det første trinnet, 45 til 80 psia for det andre trinnet, og 15 til 30 psia for det tredje trinnet for trykkreduksjon. Mer foretrukne trykkområder for tre-trinns trykkreduksjonsprosedyren er 180 til 200 psia, 50 til 70 psia, og 20 til 30 psia.

Foretrukket åpen- syklus utførelse av kaskade- flytendegiørende prosess Flytskjemaet og apparatet vist i Figur 1 er en foretrukket utførelse av åpen-syklus kaskade-flytendegjøringsprosessen og er fremsatt for illustrerende hensikter. Med hensikt er utelatt fra den foretrukne utførelsen et nitrogen-fjeraingssystem, fodi et slikt system er uavhengig av nitrogeninnholdet i fødegassen.

Imidlertid, som anført i den tidligere diskusjonen om nitrogenfjernings-teknologier, er metodikker anvendelige for denne foretrukne utførelsen lett tilgjengelige for fagfolk. Fagfolk vil også erkjenne at figur 1 er bare et flytskjema og derfor vil mange utstyrsanordninger være nødvendige i et kommersielt anlegg for vellykket drift ha blitt utelatt for klarhets skyld. Slike anordninger kan omfatte for eksempel kompressorkontrollere, flyt- og nivåmålinger og tilsvarende -kontrollere, temperatur- og trykkontrollere, pumper, motorer, filtre, ytterligere varmevekslere, og ventiler, etc. Disse anordningene ville skaffes i henhold til standard teknisk praksis.

For å lette forståelsen av figur 1, er opptegnelser anført med tall 1 til 99 prosesskar og utstyr direkte forbundet med den flytendegj ørende prosessen. Opptegnelser anført med tall 100 til 199 tilsvarer strømningslinjer eller ledninger som inneholder metan i hovedandel. Opptegnelser som er anført med tall 200 til 299 tilsvarer strømningslinjer eller ledninger som inneholder kjølemiddelet etylen. Opptegnelser som er anført med tall 300 til 399 tilsvarer strømningslinjer eller ledninger som inneholder kjølemiddelet propan.

En fødegass, som tidligere beskrevet, innføres systemet gjennom ledning 100. Gassholdig propan komprimeres i flertrinnskompressor 18 drevet av en gassturbindriver som ikke er illustrert. De tre trinnene danner fortrinnsvis en enkelt enhet, skjønt de kan være separate enheter som er mekanisk koblet sammen til å drives av en enkelt driver. Under kompresjon føres det komprimerte propanet gjennom ledning 300 til kjøler 20 hvor den gjøres flytende. Et representativt trykk og temperatur på det flytendegj orte propankjølemiddelet før flashing er ca. 37°C (100°F) og ca. 190 psia. Selv om det ikke er illustrert i figur 1, er det foretrukket at et separasjonskar er plassert nedstrøms for kjøler 20 og oppstrøms for ekspansjonsventil 12 for fjerningen av rester av lette komponenter fra det flytendegj orte propanet. Slike kar kan være innbefattet i en enkelttrinns gass-væske-separator eller kan være mer sofistikert og innbefattet i en akkumulatorseksjon, en kondensatorseksjon og en absorberseksjon, hvor de to sistnevnte kan være drevet kontinuerlig eller periodisk brakt on-line for fjerning av rester av lette komponenter fra propanet. Strømmen fra dette karet eller strømmen fra kjøler 20, som kan være tilfelle, føres gjennom ledning 302 til en trykkreduksjonsanordning slik som en ekspansjonsventil 12 hvor trykket av det flytendegj orte propanet reduseres for derved å fordampe eller flashe en andel derav. Det resulterende tofase-produktet strømmer deretter gjennom ledning 304 i en høytrinns propankjøler 2 hvor indirekte varmeveksling med gassholdig metankjølemiddel innføres via ledning 152, naturgassføde innføres via ledning 100 og gassholdig etylenkjølemiddel innføres via ledning 202 og henholdsvis kjøles via indirekte varmevekslingsanordninger 4, 6 og 8 for derved å produsere kjølte gasstrømmer produsert henholdsvis via ledninger 154, 102 og 204.

Den flashede propangassen fra kjøler 2 returneres til kompressor 18 gjennom ledning 306. Denne gassen fødes til høytrinns innløpsåpningen av kompressor 18. Det gjenværende væskepropanet føres gjennom ledning 308, trykket reduseres ytterligere ved føring gjennom en trykkreduksjonsanordning, illustrert som ekspansjonsventil 14, hvorpå en ytterligere andel av det flytendegj orte propanet flashes. Den resulterende tofasestrømmen fødes deretter til kjøler 22 gjennom ledning 310 for derved å skaffe et kjølemiddel for kjøler 22.

Den kjølte fødegasstrømmen fra kjøler 2 strømmer via ledning 102 til et »knock-out»-kar 10 hvor gass- og væskefaser separeres. Væskefasen som er rik på C3+-komponenter fjernes via ledning 103. Den gassholdige fasen fjernes via ledning 104 og føres til propankjøler 22. Etylenkjølemiddel innføres i kjøler 22 via ledning 204. I kjøleren kjøles den metanrike prosesstrømmen og en etylenkjølemiddelstrøm henholdsvis via indirekte varmevekslingsanordninger 24 og 26 for derved å produsere kjølt metanrik prosesstrøm og en etylenkjølemiddelstrøm via ledninger 110 og 206. Den således fordampede andelen av propankjølemiddelet separeres og føres gjennom ledning 311 til mellomtrinnsinnløpet av kompressor 18. Væske-propan føres gjennom ledning 312, trykket reduseres ytterligere ved føring gjennom en trykkreduksjonsanordning, illustrert som ekspansjonsventil 16, hvorpå en ytterligere andel av flytendegjort propan flashes. Den resulterende tofasestrømmen fødes deretter til kjøler 28 gjennom ledningen 314 for derved å skaffe kjølemiddel til kjøler 28.

Som illustrert i figur 1, strømmer den metanrike prosesstrømmen fra mellomtrinns propankjøleren 22 til lavtrinns propankjøler/kondensator 28 via ledning 110.1 denne kjøleren kjøles strømmen via indirekte varmevekslingsanordning 30. På en lignende måte strømmer etylenkjølemiddel-strømmen fra mellomtrinns propankjøleren 22 til lavtrinns propankjøler/- kondensator 28 via ledning 206.1 det sistnevnte tilfellet kondenseres etylenkjølemiddelet via en indirekte varmevekslingsanordning 32 i nesten sin helhet. Det fordampede propanet fjernes fra lavtrinns propankjøler/- kondensator 28 og returneres til lavtrinnsinnløpet ved kompressoren 18 via ledning 320. Selv om figur 1 illustrerer kjøling av strømmene fremskaffet av ledninger 1 i0 og 206 til å skje i det samme karet, kan kjølingen av strøm 110 og kjølingen og kondenseringen av strøm 206 henholdsvis finne sted i separate prosesskar (for eksempel henholdsvis en separat kjøler og en separat kondensator).

Som illustrert i figur 1 og i henhold til oppfinnelsen som er beskrevet her, tilveiebringes en andel av en kjølt komprimert metanresirkuleringsstrøm via ledning 156, kombineres med den metanrike prosesstrømmen som går ut av lavtrinns propankjøleren via ledning 112 og den kombinerte metanrike prosesstrømmen innføres i høytrinns etyl enkj øleren 42 via ledning 114. Nyheten med dette trinnet vil diskuteres i nærmere detalj i et påfølgende avsnitt. Etylenkjølemiddel går ut av lavtrinns propankjøleren 28 via ledning 208 og mates til et separasjonskar 37 hvor lette komponenter fjernes via ledning 209 og kondensert etylen fjernes via ledning 210. Separasjonskaret er analogt med det som tidligere er diskutert for fjerningen av lette komponenter fra flytendegjort propankjølemiddel og kan være en enkelttrinns gass-/væskeseparator eller kan være en flertrinnsoperasjon som kan resultere i større selektivitet av lette komponenter fjernet fra systemet. Etylenkjøle-middelet ved dette sted i prosessen er generelt ved en temperatur på ca. - 31°C (-24°F) og et trykk på ca. 285 psia. Etylenkjølemiddelet via ledningen 210 strømmer deretter til hovedetylenforvarmeren 34 hvor den kjøles via indirekte varmevekslingsanordning 38 og fjernes via ledning 211 og føres til en trykkreduksjonsanordning slik som en ekspansjonsventil 40 hvorpå kjølemiddelet flashes til en forvalgt temperatur og trykk og fødes til høytrinns etylenkjøleren 42 via ledning 212. Damp fjernes fra denne kjøleren via ledning 214 og føres til hovedetylenforvarmeren 34 hvorpå dampen fungerer som et kjølemiddel via indirekte varmevekslingsanordning 46. Etylendampen fjernes deretter fra etylenforvarmeren via ledning 216 og mates til høytrinnsinnløpet og etylenkompressoren 48. Etylenkjølemiddelet som ikke er fordampet i høytrinns etylenkjøleren 42, fjernes via ledning 218 og returneres til etylenhovedforvarmeren 34 for ytterligere kjøling via indirekte varmevekslingsanordning 50, fjernes fra hovedetylenforvarmeren via ledning 220 og flashes i en trykkreduksjonsanordning illustrert som ekspansjonsventil 52 hvorpå det resulterende tofasepfoduktet innføres i lavtrinns etylenkjøleren 54 via ledning 222. Den kombinerte metanrike prosesstrømmen fjernes fra høytrinns etylenkjøleren 42 via ledning 116 og mates direkte til lavtrinns etylenkjøleren 54 hvor den gjennomgår ytterligere kjøling og delvis kondensasjon via indirekte varmevekslingsanordning 56. Den resulterende tofasestrømmen strømmer deretter via ledning 118 til en tofaseseparator 60 hvorfra det produseres en metanrik dampstrøm via ledning 119 og via ledning 117, en væskestrøm rik på C2+-komponenter som påfølgende flashes eller fraksjoneres i kar 67 for derved å produsere via ledning 123 en strøm med tyngre komponenter og en andre metanrik strøm som overføres via ledning 121 og etter kombinasjon med en andre strøm via ledning 128, fødes til høytrykks innløpsåpningen på metankompressoren 83.

Strømmen i ledning 119 og en kjølt komprimert metan resirkuleringsstrøm skaffet via ledning 128 kombineres og fødes via ledning 120 til lavtrinns etylenkondensatoren 68 hvor denne strømmen utveksler varme via indirekte varmevekslingsanordning 70 med væskeavløpet fra lavtrinns etylenkjøleren 54 som føres til lavtrinns etylenkondensatoren 68 via ledning 226.1 kondensatoren 68 kondenseres de kombinerte strømmene og produseres fra kondensator 68 via ledning 122. Dampen fra lavtrinns etylenkjøleren 54 via ledning 224 og lavtrinns etylenkondensator 68 via ledning 228 kombineres og føres via ledning 230 til hovedetylenforvarmeren 34 hvor dampene fungerer som et kjølemiddel via indirekte varmevekslingsanordning 58. Strømmen føres deretter via ledning 232 fra hovedetylenforvarmeren 34 til lavtrinnssiden av etylenkompressoren 48. Som anført i figur 1 fjernes kompressoravløpet fra damp innført via lavtrinnssiden via ledning 234, kjøles via mellomtrinnskjøler 71 og returneres til kompressor 48 via ledning 236 for injisering med høytrinns strømmen tilstede i ledning 216. Fortrinnsvis er totrinnet en enkel modul, skjønt de hver kan være en separat modul og modulene er mekanisk koblet til en felles driver. Det komprimerte etylen-produktet fra kompressoren føres til en nedstrøms kjøler 72 via ledning 200. Produktet fra kjøleren strømmer via ledning 202 og innføres, som tidligere anført, til høytrinns propankjøleren 2.

Den flytendegj orte strømmen i ledning 122 er generelt ved en temperatur på ca. -87°C (-125°F) og ca. 600 psia. Denne strømmen passerer via ledning 122 gjennom hovedmetanforvarmeren 74 hvor strømmen ytterligere kjøles via indirekte varmevekslingsanordning 76 som forklart i det etterfølgende. Fra hovedmetanforvarmeren 74 føres den flytendegj orte gassen gjennom ledning 124 og dets trykk reduseres av en trykkreduksjonsanordning som er illustrert som ekspansjonsventil 78, som selvfølgelig fordamper eller flasher en andel av gasstrømmen. Den flashede strømmen føres deretter via ledning 125 til metan høytrinnsflashtrommel 80 hvor den separeres til en gassfase ført gjennom ledning 126 og en væskefase ført gjennom ledning 130. Gassfasen overføres deretter til hovedmetanforvarmeren via ledning 126 hvor dampen fungerer som et kjølemiddel via indirekte varmevekslingsanordning 82. Dampen går ut av hovedmetanforvarmeren via ledning 128 hvor den kombineres med gasstrømmen levert av ledning 121. Disse strømmene mates deretter til høyttrykkssiden av kompressor 83. Væskefasen i ledning 130 føres gjennom en andre metanforvarmer 87 hvor væsken ytterligere kjøles av nedstrøms flashdamp via indirekte varmevekslingsanordning 88. Den kjølte væsken går ut av den andre metanforvarmeren 87 via ledning 132 og ekspanderes eller flashes via trykkreduksjonsanordninger illustrert som ekspansjonsventil 91 for ytterligere å redusere trykket og samtidig fordampe en andre andel derav. Denne flashstrømmen føres deretter via ledning 133 til mellomtrinns metanflashtrommel 92 hvor strømmen separeres i en gassfase som passerer gjennom ledning 136 og en væskefase som passerer gjennom ledning 134. Gassfasen strømmer gjennom ledning 136 til den andre metanforvarmeren 87 hvor dampen kjøler væsken innført til 87 via ledning 130 via indirekte varmevekslingsanordning 89. Ledning 138 fungerer som en strømningsledning mellom indirekte varmevekslingsanordning 89 i den andre metanforvarmeren 87 og den indirekte varmevekslingsanordningen 95 i hovedmetanforvarmeren 74. Denne dampen forlater hovedmetanforvarmeren 74 via ledning 140 som er forbundet med mellomtrinnsinnløpet på metankompressoren 83. Væskefasen som går ut av mellomtrinns flashtrommelen 92 via ledning 134 reduseres ytterligere med hensyn på trykk, fortrinnsvis til ca. 25 psia, ved passasje gjennom en trykkreduksjonsanordning illustrert som en ekspansjonsventil 93. En tredje andel av den flytendegj orte gassen vil igjen fordampes eller flashes. Fluidene fra ekspansjonsventil 93 føres via ledning 135 til slutt- eller lavtrinns flashtrommel 94.1 flashtrommel 94 separeres en dampfase og føres gjennom ledning 144 til den andre metanforvarmeren 87 hvor dampen fungerer som et kjølemiddel via indirekte varmevekslingsanordning 90, går ut av den andre metanforvarmeren via ledning 146 som er forbundet med den første metanforvarmeren 74 hvor dampen fungerer som et kjølemiddel via indirekte varmevekslingsanordning 96 og til slutt forlater den første metanforvarmeren via ledning 148 som er forbundet med lavtrykkåpningen på kompressor 83. Det flytendegj orte naturgassproduktet fra flashtrommel 94 som er tilnærmet ved atmosfærisk trykk føres gjennom ledning 142 til lagringsenheten. LNG-avkokings-dampstrømmen, som har lavt trykk og lav temperatur, fra lagringsenheten utvinnes fortrinnsvis ved kombinering av slike strømmer med lavtrykks flashdampene tilstede i enten ledninger 144, 146 eller 148; den valgte ledningen er basert på et ønske om å tilpasse dampstrømtemperaturene så nært som mulig.

Som vist i figur 1, kombineres høy-, mellom- og lavtrinnene i kompressor 83 fortrinnsvis som enkeltenhet. Imidlertid kan hvert trinn bestå som en separat enhet hvor enhetene er mekanisk koblet sammen til å drives av en enkeltdriver. Den komprimerte gassen fra Iavtrinnsseksjonen passerer gjennom en mellomtrinnskjøler 85 og kombineres med mellomtrykkgassen i ledning 140 før det andre kompresjonstrinnet. Den komprimerte gassen fra mellomtrinnet av kompressor 83 føres gjennom en mellomtrinnskjøler 84 og kombineres med høyttrykksgassen skaffet via ledninger 121 og 128 før det tredje kompresjonstrinnet. Den komprimerte gassen føres bort fra høytrinns metankompressoren gjennom ledning 150, kjøles i kjøler 86 og føres til høytrykks propankjøleren 2 via ledning 152 som tidligere diskutert. Strømmen kjøles i kjøler 2 via indirekte varmevekslingsanordning 4 og strømmer til hovedmetanforvarmeren via ledning 154. Som anvendt her og som tidligere anført, henviser kompressor til hvert kompresjonstrinn og ethvert utstyr forbundet med mellomtrinnskjøling.

Som tidligere anført, er et nøkkelaspekt med den foreliggende oppfinnelsen måten hvorved strømmen levert via ledning 154 kjøles i hovedmetanforvarmeren 74 og måten hvorved de kjølte komprimerte strømmene returneres til prosessen for flytendegjøring. Som illustrert i figur 1, gjennomgår strømmen som går inn i hovedmetanforvarmeren 74 kjøling i sin helhet via strømning gjennom indirekte varmevekslingsanordning 97. En del av den kjølte strømmen fjernes via ledning 156 og returneres til natur-gasstrømmen som gjennomgår bearbeiding oppstrøms for det første trinnet (det vil si høyt trykk) av etylenkjøling. Den gjenværende delen gjennomgår ytterligere kjøling via indirekte varmevekslingsanordning 98 i hovedmetanforvarmeren og produseres derfra via ledning 158. Denne strømmen kombineres med naturgasstrømmen som gjennomgår bearbeiding ved et sted oppstrøms for sluttrinnet (det vil si lavt trykk) av etylenkjøling og den kombinerte strømmen gjennomgår deretter flytendegjøring i hovedandel i etylenkondensatoren 68 via strømning gjennom indirekte varmevekslingsanordning 70.

Som anvendt her, kan henvisning til separate indirekte varmevekslingsanordninger for kjølingen eller oppvarmingen av en bestemt strøm henvise til en felles indirekte varmevekslingsanordning. Som et eksempel kan indirekte varmevekslingsanordninger A og B henvise til en enkelt-plate-ribbe-varmeveksler hvor de to strømmene matet til hver anordning gjennomgår varmeveksling deri med hverandre.

Figur 1 utleder ekspansjonen av den flytendegj orte fasen ved anvendelse av ekspansjonsventiler med påfølgende separasjon av gass- og væskeandeler i kjøleren eller kondensatoren. Mens dette forenklede skjemaet er gjennom-førbart og benyttes i noen tilfeller, er det ofte mer effektivt og virkningsfullt å utføre partiell fordampning og separasjonstrinn i separat utstyr, for eksempel en ekspansjonsventil og separat flashtrommel kan anvendes før strømningen av enten den separerte dampen eller væsken til en propankjøler. På en lignende måte er visse prosesstrømmer som gjennomgår ekspansjon ideelle kandidater for anvendelse av en hydraulisk ekspander som del av trykkreduksjonsanordningen for derved å muliggjøre ekstraksjonen av arbeid og også lavere tofasetemperaturer.

Med hensyn til kompressor-/driverenhetene anvendt i prosessen, utleder figur 1 enkeltvise kompressor-/driverenheter (det vil si en enkelt kompresjons-enhet) for propanet, etylenet og de åpne metansykluskompresjonstrinnene. Imidlertid, i en foretrukket utførelse for enhver kaskadeprosess, kan prosess-påliteligheten forbedres betydelig ved anvendelse av en flertrinns kompre-sjonsenhet innbefattende to eller flere kompressor/driverkombinasjoner i parallell i stedet for de utledede enkelkompressor/driverenhetene. I tilfelle av at en kompressor-/driverenhet blir utilgjengelig, kan prosessen fremdeles drives ved en redusert kapasitet. I tillegg til å skifte lastingene blant kompressor-/driverenhetene på den måten som her beskrevet, kan LNG-produksjonshastigheten ytterligere økes når en kompressor-/driverenhet innstilles eller må drives ved redusert kapasitet.

Mens spesifikke kryogeniske metoder, materialer, utstyrsanordninger og kontrollinstrumenter er henvist til her, skal det forstås at slike spesifikke resitasjoner ikke skal anses begrensende, men er omfattet som illustreringshensikt og fremsatt for en beste måte i henhold til den foreliggende oppfinnelsen.

Eksempel 1

Dette eksempelet viser den oppfinneriske prosessen og det ledsagende apparats evne til å forbedre den totale effektiviteten av en kaskade-kjøleprosess for flytendegjøring av naturgass hvori propan og etylen fjernes som kjølemidlene i de første og andre lukkede syklusene og metan hovedsakelig anvendes i den tredje syklusen som drives i en åpen konfigurasjon. Dette eksempelet viser at en betydelig forbedring i prosesseffektivitet er mulig ved å skifte de respektive lastingene og derfor kjøledrifter blant trinnene i den andre syklusen på den måten som er fremsatt. Simuleringsresultåtene ble oppnådd ved anvendelse av Hyprotech's Process Simulation HYSIM, versjon 386/C2.10, Prop. Pkg PR/LK. Simuleringsmodellen var generelt konfigurert som fremsatt i figur 1. Avvik mellom prosessen som illustrert i figur 1 og den simulert for dette eksempelet påvirker ikke i betydelig grad de oppfinneriske aspektene av prosessene og det ledsagende apparat som er demonstrert her. Hver simulering anvendte en fødegass til det første trinnet av propankjøling som fremsatt i tabell 1 og krevde at LNG-produksjonshastigheten til lagring for hver simulering til å være lik. Bemerkelsesverdige avvik fra illustreringen i figur 1 omfatter nærværet av tre trinn i stedet for totrinns kjøling i den andre (det vil si etylen) syklusen hvor produkt fra det andre trinnet for etylenkjøling ble matet direkte til det tredje trinnet for kjøling som en tofasestrøm og modifikasjon av LNG-flashtrinnet for å sørge for utvinningen av en trykksatt brenselgass. Som angitt i beskrivelsen, skaffer innarbeidelsen av dette trinnet også en måte for fjerning av nitrogen fra LNG-produktet. Andre avvik fra figur 1 omfatter nærværet av gass-/væskeseparatorer nedstrøms for noen av propan-kjølingstrinnene og det første trinnet for etylenkjøling.

Som tidligere anført, anvendte ikke simuleringen en enkelflash og separasjon for å redusere LNG med høytrykk produsert fra hovedforvarmeren til en kaldere mellomtrinns LNG-strøm og en flashdamp som resirkuleres. Isteden strømmet strømmen som simulert gjennom en brenselgassforvarmer hvor strømmen ble kjølt via kontakt med den flashede brenselgasstrømmen og en andre strøm. Ved utførelse av forvarmeren, ble strømmen flashet fra ca. 620 psia til 420 psia, strømmet til en brenselgasseparator hvorfra ble produsert brenselgasstrømmen og en væskestrøm og brenselgasstrømmen ble deretter strømmet gjennom brenselgassforvarmeren motstrøms med strømningen av LNG-strømmen med høyt trykk og påfølgende til hovedmetanforvarmeren hvor strømmen skaffet ytterligere kjøling før den ble anvendt som en brenselgass. Væskestrømmen fra brenselgasseparatoren ble påfølgende flashet til mellomflashtrykket, i dette tilfellet 185 psia, strømmet til en separator hvorfra det ble produsert en mellomtrykksgasstrøm og en væskestrøm. Væskestrømmen ble den andre væskestrømmen matet til brenselgassforvarmeren hvor den skaffet ytterligere kjøling og ble påfølgende omdannet til en tofasestrøm som ble matet til en gass/væske-separator. En andre mellomtrykksgasstrøm ble produsert fra denne separatoren som ble påfølgende kombinert med mellomtrykksgasstrømmen som tidligere beskrevet og ble returnert til hovedmetanforvarmeren som illustrert i figur 1. Denne strømmen ble til slutt matet til høyttrykksinnløps-åpningen ved metankompressoren. Væskestrømmen fra den ovennevnte separatoren ble påfølgende strømmet gjennom forvarmeren illustrert i figur 1 umiddelbart nedstrøms for separatoren som etterfulgte flashtrinnet hvor trykket på LNG-strømmen ble redusert fra et høyt trykk til et mellomtrykk (for eksempel 620 psia til 180 psia). De gjenværende flashtrinnene ble utført på den måten og ved de betingelsene som er representative for de fremsatt i beskrivelsen.

To prosessimuleringer ble utført, som her vil henvises til som Basistilfellet og Oppfinnelsestilfellet. Basistilfelle-simuleringen sørget for returen av resirkuleringen eller den åpne metansyklusstrømmen produsert fra hovedmetanforvarmeren til et sted umiddelbart oppstrøms for lavtrinnsetylenkondensatoren hvor hovedandelen av prosesstrømmen ble kondensert. Ved denne oppstrømslokaliseringen, ble denne resirkuleringsstrømmen kombinert med den bearbeidede naturgasstrømmen.

I simuleringsresultatene for Oppfinnelsestilfellet som anvendte den foreliggende oppfinnelsen, gjennomgikk ikke en andel av den åpen metansyklusstrømmen maksimal kjøling i hovedmetanforvarmeren. I stedet ble totalstrømmen kjølt til temperaturen i prosesstrømmen umiddelbart oppstrøms for høytrinnsetylenkjøleren, strømmen ble splittet, og en andel av den kjølte strømmen ført til den oppstrømslokaliseringen og den gjenværende andelen ble ytterligere kjølt i hovedmetanforvarmeren og kombinert med prosesstrømmen tidligere beskrevet ved stedet umiddelbart oppstrøms for lavtrinnsetylenkondensatoren. Den åpne metansyklusstrømmen ble splittet slik at på en massebasis ble 53,8% av strømmen rekombinert med prosesstrømmen umiddelbart oppstrøms for lavtrinnsetylenkondensatoren. Oppfinnelsestilfelle- og Basistilfelle-simuleringene var også forskjellige ved at trykket for resirkuleringen eller den åpne metansyklusstrømmen i Oppfinnelsestilfellet, ble økt for å samsvare med trykket ved oppstrøms injiseringspunktet, eller i dette tilfellet, et trykk på ca. 633 psia. Denne økningen i trykket på ca. 13 psia ble oppnådd ved økning av kompresjons-forholdet og således kraftbehovene for sluttrinnet i metankompresjonen sammenlignet med det som er nødvendig i Basistilfellet.

Angitt i tabell 2 er kompresjonsbehovene for det Oppfinnelsestilfellet og Basistilfellet. Begge tilfellene simulerte igjen produksjonen av ekvivalente mengder av LNG og ble basert på den samme fødegassammensetningen. Resultatene viser at det oppfinneriske skjemaet reduserer totalt hestekraftbehov med 1,44% sammenlignet med Basistilfellet og videre har kjøledriften skiftet fra det lave trinnet til mellomtrinnet eller de høyere trinnene i etylensyklusen. Vist i figur 2 og 3 er de respektive kjølekurvene for den komprimerte sirkuleringsstrømmen ved strømning gjennom hovedmetanforvarmeren. Kurvene illustrerer klart at strømmen fra hovedmetanforvarmeren for Oppfinnelsestilfellet er ved en mye kaldere temperatur enn det for Basistilfellet som igjen reduserer kjøledriften for hovedkondensatoren. I tillegg demonstrerer den nærmere nærheten av varmekilde og kjølesinkkurvene til hverandre for Oppfinnelsestilfellet enn for Basistilfellet klart at irreversibiliteter assosiert med varmeoverføring er signifikant redusert ved metodikken og apparatet som Oppfinnelsestilfellet var basert på.

Claims

1. Fremgangsmåte for flytendegjøring av en trykksatt gasstrøm, karakterisert ved at den omfatter: (a) kombinering av den trykksatte gasstrømmen og en første resirkuleringsstrøm som definert i trinn (j); (b) kjøling av strømmen i trinn (a) til nær dens flytendegj ørende temperatur; (c) kombinering av strømmen i trinn (b) og en andre resirkuleringsgasstrøm som definert i trinn (j); (d) kjøling og derved kondensering i hovedandel av strømmen i trinn (c); (e) strømning av strømmen i trinn (d) gjennom minst en trykkreduksjonsanordning for derved å produsere en tofasestrøm; (f) separering av tofasestrømmen i trinn (e) til en returgasstrøm og en væskestrøm; (g) strømning av returgasstrømmen i trinn (f) gjennom en indirekte varmevekslingsanordning for derved å produsere en oppvarmet returgasstrøm; (h) komprimering av den oppvarmede returgasstrømmen til et trykk større enn eller lik trykket som innehas av den trykksatte gasstrømmen i trinn (a) for derved å produsere en komprimert returgasstrøm; (i) kjøling av den komprimerte returgasstrømmen i trinn (h) til en nær-omgivelsestemperatur; og (j) ytterligere kjøling av den komprimerte returgasstrømmen i trinn (i) ved strømning gjennom en indirekte varmevekslingsanordning som er i termisk kontakt med den indirekte varmevekslingsanordningen i trinn (g) hvor kjølingen innbefatter kjøling av den komprimerte returgass-strømmen i sin helhet til den første temperatur, splitting av strømmen til den første resirkuleringsgasstrøm og en andre komprimert returgass-strøm, og ytterligere kjøling av den andre strømmen for derved å produsere en andre resirkuleringsgasstrøm som innehar en temperatur lavere enn det for den første resirkuleringsgasstrømmen og hvor gasstrømmene i trinn (g) og dette trinnet strømmer gjennom deres respektive indirekte varmevekslingsanordninger i en generelt motstrøms måte med hverandre.

2. Fremgangsmåte som angitt i krav 1, karakterisert ved at den trykksatte gasstrømmen er en trykksatt naturgasstrøm, og hvor den trykksatte gasstrømmen er ved et trykk på minst 500 psia.

3. Fremgangsmåte som angitt i krav 1, karakterisert ved at den omfatter strømning av produktet i trinn (d) gjennom en indirekte varmevekslingsanordning som er i termisk kontakt med den indirekte varmevekslingsanordningen i trinn (g) og hvor gasstrømmene strømmer gjennom deres respektive indirekte varmevekslingsanordninger motstrøms med hverandre, og hvor kjøling før trinn (b) og trinn (d) skaffes via en lukket kjølesyklus som anvender etylen, etan eller en blanding derav som et kjølemiddel.

4. Fremgangsmåte som angitt i krav 3, karakterisert ved at den lukkede kjølesyklusen anvender to trinn, og hvor den lukkede kjølesyklusen skaffer minst en del av kjølingen for trinn (i).

5. Fremgangsmåte som angitt i hvilket som helst av krav 1-4, karakterisert ved at den omfatter forkjøling av den trykksatte gasstrømmen før trinn (a) via et lukket kjølesystem som anvender et kjølemiddel som omfatter i hovedandel propan, hvilket kjølesystem også skaffer kjøling til den lukkede kjølesyklusen som angitt i krav 3, og hvor temperaturene av den trykksatte gasstrømmen i trinn (a) og den første resirkuleringsstrømmen i trinn (j) er omtrent like.

6. Fremgangsmåte som angitt i hvilket som helst av krav 1-4, karakterisert ved at den omfatter: (k) kjøling av væskestrømmen i trinn (f) ved strømning gjennom en indirekte varmevekslingsanordning;

(1) strømning av væskestrømmen i trinn (k) gjennom minst én trykkreduksjonsanordning for derved å produsere en tofasestrøm; (m) separering av tofasestrømmen i trinn (1) til en returgasstrøm og en væskestrøm; (n) strømning av returgasstrømmen i trinn (m) gjennom en indirekte varmevekslingsanordning i termisk kontakt med den indirekte varmevekslingsanordningen i trinn (k) hvor strømmene som strømmer gjennom de respektive indirekte varmevekslingsanordningene føres motstrøms med hverandre; (o) strømning av returgasstrømmen i trinn (n) gjennom en indirekte varmevekslingsanordning i termisk kontakt med den indirekte varmevekslingsanordningen i trinn (j) for derved å produsere en oppvarmet returgasstrøm og hvor strømmene som strømmer gjennom de respektive indirekte varmevekslingsanordningene føres motstrøms med hverandre; (p) komprimering av den oppvarmede returgasstrømmen i trinn (o) til et trykk omtrent lik den for den oppvarmede returgassen i trinn (g); (q) kombinering av gasstrømmen i trinn (p) og gasstrømmen i trinn (g) og mating av den kombinerte strømmen til trinn (h) for kompresjon. 7. Fremgangsmåte som angitt i krav 6, karakterisert ved at den ytterligere omfatter strømning av produktet i trinn (d) gjennom en indirekte varmevekslingsanordning som er i termisk kontakt med de indirekte varmevekslingsanordningene i trinn (g) og (o) og hvor strømmen gjennom de indirekte varmevekslingsanordningene i dette trinnet strømmer i motstrøm til strømmen gjennom de indirekte varmevekslingsanordningene i trinn (g) og (o), og: (r) strømning av væskestrømmen i trinn (m) gjennom minst en trykkreduksjonsanordning for derved å produsere en tofasestrøm; (s) separering av tofasestrømmen i trinn (r) til en returgasstrøm og en væskestrøm; (t) strømning av returgasstrømmen i trinn (s) gjennom en indirekte varmevekslingsanordning i termisk kontakt med den indirekte varmevekslingsanordningen i trinn (k) hvor strømmene som strømmer gjennom de respektive indirekte varmevekslingsanordningene strømmer motstrøms med hverandre; (u) strømning av returgasstrømmen i trinn (t) gjennom en indirekte varmevekslingsanordning i termisk kontakt med de indirekte varmevekslingsanordningene i trinn (j) for derved å produsere en oppvarmet returgasstrøm og hvor strømmene som strømmer gjennom de respektive indirekte varmevekslingsanordningene strømmer motstrøms med hverandre; (v) komprimering av den oppvarmede returgasstrømmen i trinn (u) til et trykk som er omtrent lik med det for den oppvarmede returgassen i trinn (o); (w) kombinering av gasstrømmen i trinn (v) og gasstrømmen i trinn (o) og mating av den kombinerte strømmen til trinn (p) for kompresjon.

8. Fremgangsmåte som angitt i krav 7, karakterisert ved at den ytterligere omfatter strømning av produktet i trinn (d) gjennom en indirekte varmevekslingsanordning som er i termisk kontakt med de indirekte varmevekslingsanordningene i trinn (g), (o) og (u) og hvor strømmen strømmer motstrøms til strømmen av fluider i varmevekslingsanordningene i trinn (g), (o) og (u), og hvor den trykksatte gasstrømmen er en trykksatt naturgass og trykket av gasstrømmen er 500 psia til 675 psia, og trykket etterfølgende trykkreduksjonsanordningen i trinn (e) er 150 psia til 250 psia, hvor trykket etterfølgende trykkreduksjonsanordningen i trinn (1) er 45 psia til 80 psia, og trykket etterfølgende trykkreduksjonsanordningen i trinn (r) er 15 psia til 30 psia.

9. Fremgangsmåte for kondensering av en trykksatt naturgasstrøm som innehar et trykk på mer enn 500 psia og nær-omgivelsestemperatur, karakterisert ved at den omfatter: (a) kjøling av gasstrømmen til en første temperatur signifikant over den flytendegj ørende temperaturen av strømmen via en lukket kjølesyklus som anvender et kjølemiddel som innbefatter i en hovedandel propan; (b) kombinering av den trykksatte gasstrømmen og en første resirkulerings-gasstrøm som definert i trinn (k); (c) kjøling av strømmen i trinn (b) til nær dens flytendegj ørende temperatur via en lukket kjølesyklus som anvender et kjølemiddel som omfatter i hovedandel etylen, etan eller blandinger derav; (d) kombinering av strømmen i trinn (c) og en andre resirkuleringsgasstrøm som definert i trinn (k); (e) kjøling og derved kondensering i hovedandel av strømmen i trinn (c) via kjølesystemet i trinn (d); (f) strømning av strømmen i trinn (e) gjennom minst en trykkreduksjonsanordning for derved å produsere en tofasestrøm; (g) separering av tofasestrømmen i trinn (f) til en returgasstrøm og en væskestrøm; (h) strømning av returgasstrømmen i trinn (g) gjennom en indirekte varmevekslingsanordning for derved å produsere en oppvarmet returgasstrøm; (i) komprimering av den oppvarmede returgasstrømmen til et trykk større enn eller lik trykket som innehas av den trykksatte gasstrømmen i trinn (b) for derved å produsere en komprimert returgasstrøm; (j) kjøling av den komprimerte returgasstrømmen i trinn (i) til nær-omgivelsestemperatur via den lukkede kjølesyklusen i trinn (a); (k) ytterligere kjøling av den komprimerte returgasstrømmen i trinn (j) ved strømning gjennom en indirekte varmevekslingsanordning som er i termisk kontakt med de indirekte varmevekslingsanordningene i trinn (h) hvor kjølingen omfatter kjøling av den komprimerte returgass-strømmen i sin helhet til en første temperatur som er omtrent lik temperaturen for den trykksatte gasstrømmen fra trinn (a), splitting av strømmen i en første resirkuleringsgasstrøm og en andre komprimert returgasstrøm, og ytterligere kjøling av den andre strømmen for derved å produsere en andre resirkuleringsgasstrøm som innehar en temperatur lavere enn den for den første resirkuleringsstrømmen og hvor gasstrømmene i trinn (g) og dette trinnet strømmer gjennom deres respektive indirekte varmevekslingsanordninger som er motstrøms med hverandre.

10. Fremgangsmåte som angitt i krav 9, karakterisert ved at den ytterligere omfatter:

(1) kjøling av væskestrømmen i trinn (g) ved strømning gjennom en indirekte varmevekslingsanordning; (m) strømning av væskestrømmen i trinn (1) gjennom minst en trykkreduksjonsanordning for derved å produsere en tofasestrøm; (n) separering av tofasestrømmen i trinn (m) til en returgasstrøm og en væskestrøm; (o) strømning av returgasstrømmen i trinn (n) gjennom en indirekte varmevekslingsanordning i termisk kontakt med de indirekte varmevekslingsanordninger i trinn (1) hvor strømmene som strømmer gjennom de respektive indirekte varmevekslingsanordningene strømmer motstrøms med hverandre; (p) strømning av returgasstrømmen i trinn (o) gjennom en indirekte varmevekslingsanordning i termisk kontakt med den indirekte varmevekslingsanordningen i trinn (k) for derved å produsere en oppvarmet returgasstrøm og hvor strømmene som strømmer gjennom de respektive indirekte varmevekslingsanordningene strømmer motstrøms med hverandre; (q) komprimering av den oppvarmede returgasstrømmen i trinn (p) til et trykk omtrent likt med det for den oppvarmede returgasstrømmen i trinn (h); (r) kombinering av gasstrømmen i trinn (q) og gasstrømmen i trinn (h) og mating av den kombinerte strømmen til trinn (i) for kompresjon; og særlig (s) strømning av væskestrømmen i trinn (n) gjennom minst en trykkreduksjonsanordning for derved å produsere en tofasestrøm; (t) separering av tofasestrømmen i trinn (s) til en returgasstrøm og en væskestrøm; (u) strømning av returgasstrømmen i trinn (t) gjennom en indirekte varmevekslingsanordning i termisk kontakt med den indirekte varmevekslingsanordningen i trinn (I) hvor strømmene som strømmer gjennom de respektive indirekte varmevekslingsanordningene strømmer motstrøms med hverandre; (v) strømning av returgasstrømmen i trinn (u) gjennom en indirekte varmevekslingsanordning i termisk kontakt med den indirekte varmevekslingsanordningen i trinn (k) for derved å produsere en oppvarmet returgasstrøm og hvor strømmene som strømmer gjennom de respektive indirekte varmevekslingsanordningene strømmer motstrøms med hverandre; (w) komprimering av den oppvarmede returgasstrømmen i trinn (v) til et trykk omtrent likt med det for den oppvarmede returgassen i trinn (p); (x) komprimering av gasstrømmen i trinn (w) og gasstrømmen i trinn (p) og mating av den kombinerte strømmen til trinn (q) for kompresjon hvor trykket for den trykksatte naturgasstrømmen er 500 psia til 675 psia, trykket etterfølgende trykkreduksjonsanordningene i trinn (f) er 150 psia til 250 psia, trykket etterfølgende trykkreduksjonsanordningene i trinn (m) er 45 psia til 80 psia, og trykket etterfølgende trykkreduksjonsanordningene i trinn (s) er 15 psia til 30 psia; som omfatter strømning av produktet i trinn (e) gjennom en indirekte varmevekslingsanordning som er i termisk kontakt med de indirekte varmevekslingsanordningene i trinn (h), (p) og (v) og hvor strømmen strømmer motstrøms med fluidstrømmene i varmevekslerne i trinn (h), (p) og (v). 11. Fremgangsmåte for flytendegjøring av en trykksatt gasstrøm via en åpen-syklus, kaskadekjøleprosess omfattende en lukket propansyklus med to eller tre kjøletrinn, en lukket syklus med etylen, etan eller blanding derav med to eller tre kjøletrinn, og en åpen metansyklus med minst to trinn for trykkreduksjon og hvor flashdampene fra trykkreduksjonstrinnene anvendes for å kjøle den åpne metansyklusstrømmen etterfølgende trykksetting og kjøling til nær-omgivelsestemperatur, karakterisert ved at den ytterligere omfatter (a) kjøling av den åpne metansyklusstrømmen via motstrøms varme-overføring med en eller flere flashdampstrømmer til en første temperatur; (b) splitting av den kjølte åpne metansyklusstrømmen til en første kjølt resirkuleringsstrøm og en andre strøm; (c) kombinering av den første kjølte resirkuleringsstrømmen med den trykksatte gasstrømmen umiddelbart oppstrøms for det første kjøletrinnet i en syklus med etan, etylen eller blanding derav; (d) ytterligere kjøling av den andre strømmen via motstrøms varmeoverføring med en eller flere flashdampstrømmer til en andre temperatur for derved å produsere en andre kjølt resirkuleringsstrøm; (e) kombinering av den andre kjølte resirkuleringsstrømmen med den trykksatte gasstrømmen som gjennomgår bearbeiding nedstrøms for det første kjøletrinnet i etylen- eller etansyklusen men oppstrøms for trinnet hvor strømmen flytendegj øres i hovedandel.

12. Fremgangsmåte som angitt i krav 11, karakterisert ved at den trykksatte gasstrømmen er trykksatt naturgass ved et trykk større enn 500 psia, hvor syklus med etylen, etan eller blanding derav anvender to eller tre trinn og den åpne metansyklusen anvender to eller tre trinn for trykkreduksjon, hvor den åpne metansyklusen anvender tre trinn for trykkreduksjon, trykket på den trykksatte natur-gasstrømmen er 500 psia til 675 psia og de respektive trykkene i den åpne metansyklusen etterfølgende trykkreduksjonsanordningene er 150 psia til 250 psia, 45 psia til 80 psia og 15 psia til 30 psia, og hvor temperaturen på den første kjølte resirkuleringsstrømmen og den trykksatte gasstrømmen til trinn (c) er omtrent lik.

13. Apparat for flytendegjøring av en trykksatt gass, karakterisert ved at det omfatter: (a) en ledning (156) for en første resirkuleringsstrøm; (b) en ledning (112) for en trykksatt gasstrøm; (c) en ledning (114) forbundet med ledninger i (a) og (b); (d) en kjøler (42, 116, 54) forbundet ved innløpsenden til ledning (c); (e) en ledning (118, 60, 119) forbundet med utløpsenden av kjøleren i (d); (f) en ledning (158) for en andre resirkuleringsstrøm; (g) en ledning (120) forbundet med ledningene i (e) og (f); (h) en kondensator (68) forbundet ved innløpsenden til ledningen i (g); (i) en ledning (122, 76, 124) forbundet med kondensatoren i (h); (j) en trykkreduksjonsanordning (78) forbundet med ledningen i (i); (k) en ledning (125) forbundet med trykkreduksjonsanordningene; (1) en separator (80) forbundet med ledningen i (k); (m) en ledning (126) forbundet med den øvre seksjonen av separatoren i (1) for fjerning av en gasstrøm; (n) en ledning (130) forbundet med den lavere seksjonen av separatoren i (1) for fjerningen av en væskestrøm; (o) en indirekte varmevekslingsanordning (82) forbundet med ledningen i (m); (p) en ledning (128) forbundet med de indirekte varmevekslingsanordningene; (q) en kompressor (83) som er forbundet ved et innsugningsåpningssted til ledningen i (p); (r) en ledning (150, 152, 4, 154) forbundet ved utløpsåpningen til kompressoren; og (s) en indirekte varmevekslingsanordning (97, 98) forbundet med ledningen i (r) og plassert nært den indirekte varmevekslingsanordningen i (o) for slik å sørge for varmeveksling mellom de to anordningene, plassert slik at fluidene som strømmer gjennom disse anordninger strømmer motstrøms med hverandre, og hvortil ledningen i (a) er forbundet ved et punkt langs disse anordningene mellom innløpet og utløpet og hvortil ledningen i (f) er forbundet ved utløpsenden.

14. Apparat som angitt i krav 13, karakterisert ved at det ytterligere omfatter: (t) en indirekte varmevekslingsanordning (88) forbundet ved innløpsenden til ledningen i trinn (n); (u) en ledning (132) forbundet med de indirekte varmevekslingsanordningene i (t) ved utløpsenden; (v) en trykkreduksjonsanordning (99) forbundet med ledningen i (u); (w) en ledning (133) forbundet med trykkreduksjonsanordningene i (v); (x) en separator (92) forbundet med ledningen i (w); (y) en ledning (136) forbundet med den øvre seksjonen av separatoren i (x) for fjerning av en gasstrøm; (z) en ledning (134) forbundet med den lavere seksjonen av separatoren i (x) for fjerningen av en væskestrøm; (aa) en indirekte varmevekslingsanordning (89) forbundet med ledningen i (y) plassert nært den indirekte varmevekslingsanordningen i (t) for slik å sørge for varmeveksling mellom de to anordningene og plassert slik at fluidene som strømmer gjennom disse anordninger strømmer motstrøms med hverandre; (bb) en ledning (138) forbundet med utløpsenden av de indirekte varmevekslingsanordningene i (aa); (cc) en indirekte varmevekslingsanordning (95) forbundet med ledningen i (bb) plassert nært de indirekte varmevekslingsanordningene i (s) for slik å sørge for varmeveksling mellom de to anordningene, og plassert slik at fluidene som strømmer gjennom disse anordninger strømmer motstrøms med hverandre; og (dd) en ledning (140) forbundet med de indirekte varmevekslings- anordningene i (cc) og som er forbundet med innsugingsåpningen på kompressoren i element (q).

15. Apparat som angitt i krav 14, karakterisert ved at det ytterligere omfatter: (ee) en trykkreduksjonsanordning (93) forbundet med ledningen i (z); (ff) en ledning (135) forbundet med trykkreduksjonsanordningen i (ee); (gg) en separator (94) forbundet med ledningen i (ff); (hh) en ledning (144) forbundet med den øvre seksjonen av separatoren i (gg) for fjerning av en gasstrøm; (ii) en ledning (142) forbundet med den lavere seksjonen av separatoren i (gg) for fjerningen av en væskestrøm; (jj) en indirekte varmevekslingsanordning (90) forbundet med ledningen i (hh) plassert nært den indirekte varmevekslingsanordningen i (t) for slik å sørge for varmeveksling mellom de to anordningene og plassert slik at fluidene som strømmer gjennom disse anordninger strømmer motstrøms med hverandre; (kk) en ledning (146) forbundet med utløpsenden til den indirekte varme vekslingsanordningen i (jj); (11) en indirekte varmeoverføringsanordning (96) forbundet med ledningen i (kk) plassert nært den indirekte varmeoverføringsanordningen i (s) for slik å sørge for varmeveksling mellom de to anordningene og plassert slik at fluidene som strømmer gjennom disse anordninger strømmer motstrøms med hverandre; (mm) en ledning (148) forbundet med den indirekte varmevekslings- anordningen i (11) og som er forbundet med innsugingsåpningen på kompressoren i element (q).

16. Apparat som angitt i hvilke som helst av krav 13-15, karakterisert ved at det ytterligere omfatter: (nn) en indirekte varmevekslingsanordning (76) plassert i ledningen i element (i) hvor anordningen er plassert nært den indirekte varmevekslingsanordningen i (o), de indirekte varmevekslingsanordningene i (o) og (dd), eller de indirekte varmevekslingsanordningene i (o), (cc) og (11), for slik å sørge for varmeveksling mellom de to anordningene og plassert slik at fluidene som strømmer gjennom disse anordninger strømmer motstrøms med hverandre.