NO309397B1

NO309397B1 - Fremgangsmåter for fjerning av aromatiske og/eller tyngre hydrokarbonkomponenter fra en metanbasert gasström ved kondensasjon og stripping, samt apparat for utförelse av samme

Info

Publication number: NO309397B1
Application number: NO984488A
Authority: NO
Inventors: Jame Yao; Clarence G Houser; William R Low; Barnard J Devers
Original assignee: Phillips Petroleum Co
Priority date: 1996-03-26
Filing date: 1998-09-25
Publication date: 2001-01-22
Also published as: EA199800856A1; JP2000512724A; OA11014A; EA000800B1; NO984488L; CA2250123C; CO5090917A1; IN191375B; ID17331A; TR199801906T2; AR006440A1; AU707336B2; CA2250123A1; TW426665B; JP4612122B2; SA97180452B1; WO1997036139A1; MY123833A; AU2335197A; NO984488D0

Description

Oppfinnelsen angår en fremgangsmåte og assosiert apparat for fjerning av benzen, andre aromater og/eller tyngre hydrokarbonkomponenter fra en metanbasert gasstrøm ved en unik kondensasjons- og strippeprosess.

Kryogenisk flytendegjøring av normalt gassholdige materialer benyttes for hensiktene med komponentseparasjon, rensing, lagring og for transportering av komponentene i en mer økonomisk og passende form. De fleste slike fly tendegj ørende systemer har mange operasjoner til felles, uten å bry seg om de involverte gassene, og har således mange av de samme problemene. Et problem som man vanligvis treffer på i fly tendegj ørende prosesser, særlig når aromater er tilstede, er utfellingen og påfølgende størkning av disse spesiene i prosessutstyret som derved resulterer i redusert prosesseffektivitet og -pålitelighet. Et annet vanlig problem er fjerningen av små mengder av de mer verdifulle, høyere molekylvekt kjemiske spesiene fra gasstrømmen straks før fly tendegj øring av gasstrømmen i en betydelig andel. Følgelig vil den foreliggende oppfinnelsen beskrives med spesifikk referanse til bearbeidelsen av naturgass, men er anvendelig for bearbeidelsen av gass i andre systemer hvor man støter på lignende problemer.

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 metan (C2+) fra naturgassen for derved å produsere en rørledningsgass med overvekt av metan og en C2+-strøm som er nyttig for andre hensikter. Ofte vil C2+-strømmen separeres til enkeltvise komponent-strømmer, f.eks. C2, C3, C4 og C5<+.>

Det er også vanlig praksis å kryogenisk behandle naturgass for å gjøre den flytende for transport og lagring. Hovedgrunnen for flytendegjøringen av naturgass er at flytendegj øring resulterer i en volumreduksjon på ca. 1/600, som derved gjør det mulig å lagre og transportere den flytende gassen i containere av mer økonomisk og praktisk design. F.eks. når gass transporteres i rørledning fra tilførselskilden til et fjernt marked, er det ønskelig å operere rørlinjen under en betydelig konstant og høy lastnings-faktor. Ofte vil rørledningens leveringsevne eller kapasitet overgå etterspørselen mens andre ganger så vil etterspørselen overgå rørledningens leveringsevne. For å skjære av toppene når etterspørselen overgår tilførselen, er det ønskelig å lagre overskuddsgassen på en slik måte at den kan leveres når tilførselen overgår etterspørselen, for derved å muliggjøre at man kan imøtekomme fremtidige topper i etterspørselen med materiale fra lagring. En praktisk måte å gjøre dette på, er å omdanne gassen til en flytende tilstand for lagring for deretter å fordampe væsken når det er etterspørsel for den.

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

For å lagre og transportere naturgass i flytende tilstand, kjøles naturgassen fortrinnsvis til -151°C til -162°C hvor den har et nesten-atmosfærisk damptrykk. Det er kjent en rekke systemer for flytendegj øring av naturgass eller lignende hvor gassen flytendegj øres ved sekvensielt å føre gassen ved et forhøyet trykk gjennom et stort antall kjøletrinn hvorpå gassen kjøles til suksessivt lavere temperaturer inntil den flytendegj ørende temperaturen nås. Kjøling oppnås generelt ved varmeveksling med en eller flere kjølemidler slik som propan, propylen, etan, etylen og metan eller en kombinasjon av en eller flere av de foregående. På fagområdet anordnes kjølemidlene ofte i en kaskade og hvert kjølemiddel anvendes i en lukket kjølesyklus. Ytterligere kjøling av væsken er mulig ved å ekspandere den flytende naturgassen til atmosfærisk trykk i ett eller flere ekspansjonstrinn. I hvert trinn flashes den flytende gassen til et lavere trykk for derved å produsere en tofase gass-væskeblanding ved en signifikant lavere temperatur. Væsken gjenvinnes og kan igjen flashes. På denne måten kjøles den flytende gassen ytterligere til en lagrings- eller transporttemperatur som er egnet for flytende gasslagring ved nesten-atmosfærisk trykk. I denne ekspansjonen til nesten-atmosfærisk trykk, flashes noe tilleggsvolumer av flytende gass. De flashede dampene fra ekspansjonstrinnene samles generelt opp og resirkuleres for flytendegj øring eller benyttes som brenselgass for kraftgenerering.

Som tidligere bekjent, er et stort operasjonelt problem i flytendegj øringen av naturgass fjerningen av restmengder av benzen og andre aromatiske forbindelser fra naturgasstrømmen straks før flytendegj øringen av en betydelig andel av strømmen og tendensen for slike komponenter til å utskilles og å størkne som derved forårsaker tilgrising og potensielt tilstopping av rørledninger og nøkkel-prosessutstyr. Som et eksempel kan slik tilgrising signifikant redusere varmeoverføringseffektiviteten og gjennomstrømningen av varmevekslere, særlig plate-ribbe varmevekslere.

Av tekniske og økonomiske grunner er det ikke nødvendig å fullstendig fjerne urenheter slik som benzen. Det er imidlertid ønskelig å redusere dets konsentrasjon. Fjerning av forurensninger fra naturgass kan utføres ved den samme type kjøling som anvendes i de flytendegj ørende prosessene hvor forurensningene kondenserer i henhold til deres respektive kondensasjons-temperatur. Unntatt for det forhold at gassen må kjøles til en lavere temperatur for å gjøres flytende, i motsetning til å separere benzen-forurensningen, er de grunnleggende kjøleteknikkene de samme for flytendegj øring og separasjon. Følgelig, med hensyn på restbenzen, er det bare nødvendig å kjøle naturgassen til en temperatur hvorved en andel av fødegassen kondenseres. Dette kan utføres i en kryogenisk separasjonskolonne innført ved et passende punkt i LNG-utvinningsprosessen for å separere det kondenserte benzenet fra hovedgasstrømmen.

For en effektiv drift av den kryogeniske separasjonskolonnen, er det ønskelig å benytte den kondenserte væsken ved kryogeniske temperaturer, som må trekkes ut fra kolonnen, for varmeveksling med en varm tørrgas strøm forsynt til den kryogeniske separasjonskolonnen. Dette varmevekslingssystemet presenterer imidlertid et problem som resulterer fra den store temperaturforskjellen for de to strømmene som tilføres varmeveksleren. Siden den virkelige temperaturforskjellen ikke skal overgå 37°C, kunne varmesjokket for varmeveksleren ødelegge eller forkorte den nyttige tiden for varmevekslingsapparatet konstruert av vanlige materialer.

En annen betraktning relatert til effektiv drift av en kryogenisk separasjonskolonne er å få varmevekslerregulator som tillater automatisk oppstarting av kolonnen.

Et annet problem for bearbeidingen av metanrike gasstrømmer er mangelen på en kostnadseffektiv måte for utvinning av de høyere molekylvekt hydrokarbonene fra gasstrømmen før flytendegj øringen av strømmen i betydelig andel eller tilbakeføring av den gjenværende strømmen til en rørledning eller et annet prosesstrinn. De utvunnede høyere molekylvekt hy,drokarbonene har generelt en større verdi på en per enhet masse basis enn de gjenværende komponentene i strømmen.

Det er en hensikt med oppfinnelsen å fjerne restmengder av benzen og andre aromater fra en metanbasert gasstrøm som skal gjøres flytende i betydelig andel.

Det er en annen hensikt med oppfinnelsen å fjerne de høyere molekylvekt hydrokarbonene fra en metanbasert gasstrøm.

Det er en ytterligere hensikt med oppfinnelsen å fjerne de høyere molekylvekt hydrokarbonene fra en metanbasert gasstrøm som skal gjøres flytende i en betydelig andel.

Det er en ytterligere hensikt med oppfinnelsen å fjerne benzen, andre aromater og/eller de høyere molekylvekt hydrokarbonene fra metanbasert gasstrøm på en energieffektiv måte.

Det er en ytterligere hensikt med oppfinnelsen at prosessen som anvendes for fjerningen av benzen, andre aromater og/eller høyere molekylvekt hydrokarboner skal være forenlig med og integrere i teknologi som rutinemessig anvendes i gassanlegg.

Det er en ytterligere hensikt med oppfinnelsen at prosessen og apparatet som anvendes for benzen, andre aromater og/eller fjerning av hydrokarboner med høy molekylvekt fra en metanbasert gasstrøm skal være relativt enkel, kompakt og kostnadseffektiv.

Det er en ytterligere hensikt med oppfinnelsen at prosessen som anvendes for fjerningen av benzen, andre aromater og/eller høyere molekylvekt hydrokarboner fra en metanbasert gasstrøm som skal gjøres flytende i betydelig andel skal være forenlig med og integrere i teknologi som rutinemessig anvendes i anlegg som produserer flytende naturgass.

En ytterligere hensikt med oppfinnelsen er å tilveiebringe varmevekslerregulator som overvinner de ovennevnte og andre forbundne problemer for å behandle lavtemperaturfluider.

En annen hensikt med oppfinnelsen er å tilveiebringe en forbedret reguleringsmetode som reduserer utstyrs temperaturbehovene i startfasen, og kostnader for varmevekslingsapparat.

En mer spesifikk hensikt er å regulere varmevekslertemperaturer for å tillate kjøling av en varm fluidstrøm mot en lavtemperaturfluidstrøm uten å utsette varmevekslingsapparatet for varmesjokk.

En ytterligere hensikt med oppfinnelsen er å regulere varmeveksleren for å gjøre den automatiske oppstartingen av en kryogenisk separasjonskolonne lettere.

I en utførelse av denne oppfinnelsen tilveiebringes en fremgangsmåte for fjerning og konsentrering av hydrokarboner med høyere molekylvekt fra en metanbasert gasstrøm, som er kjennetegnet ved at den omfatter trinnene: (a) kondensering av en mindre andel av den metanbaserte gasstrømmen for derved å produsere en tofasestrøm; (b) mating av tofasestrømmen til den øvre seksjonen av en kolonne; (c) fjerning fra den øvre seksjonen av kolonnen av en tung-rest-redusert gasstrøm; (d) fjerning fra den lavere seksjonen av kolonnen av en tung-rest-rik væskestrøm; (e) kontaktbehandling via indirekte varmeveksling av den tung-rest-rike væskestrømmen med en metanrik strippegasstrøm for derved å produsere en oppvarmet tung-rest-rik strøm og en kjølt metanrik strippegasstrøm; (f) mating av den kjølte metanrike strippegasstrømmen til den nedre

seksjonen av kolonnen; og

(g) kontaktbehandling av tofasestrømmen og den kjølte metanrike strippegasstrømmen i kolonnen for derved å produsere den tung-rest-reduserte gasstrømmen og den tung-rest-rike væskestrømmen.

I en annen utførelse av denne oppfinnelsen tilveiebringes en fremgangsmåte for fjerning av benzen og andre aromater fra en metanbasert gasstrøm,

som er kjennetegnet ved at den består av trinnene:

(a) kondensering av en mindre andel av den metanbaserte gasstrømmen for derved å produsere en tofasestrøm; (b) mating av tofasestrømmen til den øvre seksjonen av en kolonne; (c) fjerning fra den øvre seksjonen av kolonnen av en benzen/aromat-redusert gasstrøm; (d) fjerning fra den nedre seksjonen av kolonnen av en benzen/aromatrik væskestrøm; (e) kontaktbehandling via indirekte varmeveksling av den benzen/aromatrike væskestrømmen med en metanrik strippegasstrøm for derved å produsere en oppvarmet benzen/aromatrik strøm og en kjølt metanrik strippegasstrøm; (f) mating av den kjølte metanrike strippegasstrømmen til den nedre

seksjonen av kolonnen; og

(g) kontaktbehandling av tofasestrømmen og den kjølte metanrike strippegasstrømmen i kolonnen for derved å produsere den benzen/aromat-reduserte gasstrømmen og den benzen/aromatrike væskestrømmen.

I nok en utførelse av oppfinnelsen tilveiebringes et apparat for utførelse av fremgangsmåten ifølge krav 1 eller 19,

som er kjennetegnet ved at det omfatter:

(a) en kondensator (54); (b) en kolonne (60); (c) en varmeveksler (62) som sørger for indirekte varmeveksling mellom to fluider; (d) en rørledning (118,458) mellom kondensatoren (54) og den øvre seksjonen av kolonnen (60) for strømning av en tofasestrøm til kolonnen (60); (e) en andre rørledning (120) forbundet til den øvre seksjonen av kolonnen (60) for fjerningen av en dampstrøm fra kolonnen (60);

(f) en rørledning (109,405) mellom kolonnen (60) og varmeveksleren (62)

for strømning av en kjølt gasstrøm fra varmeveksleren (62);

(g) en rørledning (114,117) mellom kolonnen (60) og varmeveksleren (62)

for strømning av en væskestrøm fra kolonnen (60);

(h) en rørledning (119) forbundet med varmeveksleren (62) for strømning

av en oppvarmet væskestrøm fra varmeveksleren (62); og

(i) en rørledning (108,400,403,404) forbundet med varmeveksleren (62) for strømning av en gasstrøm til varmeveksleren (62); og valgfritt en trykkreduksjonsanordning (97) plassert i rørledning (g) (114,117).

I en ytterligere utførelse av oppfinnelsen tilveiebringes et apparat for utførelse av fremgangsmåten ifølge krav 1 eller 19,

som er kjennetegnet ved at det omfatter:

(a) en kryogenisk separasjonskolonne (60) for partiell kondensering av en fødegasstrøm i en LNG-utvinningsprosess; (b) anordning (114,117) for uttrekking av en væskekondensatstrøm fra den kryogeniske separasjonskolonnen (60); (c) en varmeveksler (62) assosiert med den kryogeniske separasjonskolonnen (60); (d) anordning for føring av væskekondensatstrømmen gjennom varmeveksleren; (e) anordning for føring av en varm tørrgasstrøm gjennom varmeveksleren (62) og deretter til den kryogeniske separasjonskolonnen (60), hvor den varme tørrgasstrømmen kjøles ved indirekte varmeveksling med væskekondensatstrømmen i varmeveksleren; (f) en omløpsrørledning (718) som har en første reguleringsventil (534) som er operativt plassert deri for omløp av den varme tørrgasstrømmen rundt varmeveksleren (62); (g) anordning (702) for etablering av et første signal (706) som er representativt for den virkelige temperaturen på den varme tørrgasstrømmen som går ut av varmeveksleren (62); (h) anordning (704) for etablering av et andre signal (708) som er representativt for den virkelige temperaturen på væskekondensatstrømmen som går inn i varmeveksleren (62); (i) anordning (700) for dividering av det første signalet (706) med det andre signalet (708) for å etablere et tredje signal (710) som er representativt for forholdet mellom det første signalet (706) og det andre signalet (708);

(j) anordning for etablering av et fjerde signal (714) som er representativt for en ønsket verdi for forholdet representert ved det tredje signalet

(710);

(k) anordning (712) for sammenligning av det tredje signalet (710) og det fjerde signalet (714) og etablering av et femte signal (716) som er i respons til forskjellen mellom det tredje signalet (710) og det fjerde signalet (714), hvor det femte signalet (716) er skalert til å være representativt for posisjonen på den første reguleringsventilen (534) som er nødvendig for å opprettholde det virkelige forholdet representert ved det tredje signalet (710) i alt vesentlig likt med det ønskede forholdet representert ved det fjerde signalet (714); og (m) anordning for manipulering av den første reguleringsventilen (534) i omløpsrørledningen (718) i respons til det femte signalet (716).

I enda en ytterligere utførelse av oppfinnelsen tilveiebringes en fremgangsmåte for å regulere temperaturen i en varmeveksler utstyrt med en omløpsrørledning som har en første reguleringsventil som er operativt forbundet i denne, hvilken varmeveksler er assosiert med en kryogenisk separasjonskolonne som fjerner en benzenkontaminant fra en fødestrøm i en LNG-utvinningsprosess, som er kjennetegnet ved at den omfatter: uttrekking av en væskekondensatstrøm ved en kryogenisk temperatur fra den kryogeniske separasjonskolonnen; føring av væskekondensatstrømmen gjennom varmeveksleren; føring av en varm tørrgasstrøm gjennom varmeveksleren og deretter innføring av den varme tørrgasstrømmen i den kryogeniske separasjonskolonnen, hvor den varme tørrgasstrømmen kjøles ved indirekte varmeveksling med væskekondensatstrømmen i varmeveksleren; etablering av et første signal som er representativt for den virkelige temperaturen på den varme tørrgasstrømmen som går ut av varmeveksleren; etablering av et andre signal som er representativt for den virkelige temperaturen på væskekondensatstrømmen som går inn i varmeveksleren; dividering av det første signalet med det andre signalet for å etablere et tredje signal som er representativt for forholdet mellom det første signalet og det andre signalet; etablering av et fjerde signal som er representativt for den ønskede verdien for det tredje signalet; sammenligning av det tredje signalet og det fjerde signalet og etablering av et femte signal som er i respons til forskjellen mellom det tredje signalet og det fjerde signalet, hvor det femte signalet skaleres til å være representativt for posisjonen på den første reguleringsventilen som er nødvendig for å opprettholde det virkelige forholdet representert ved det tredje signalet til å være i alt vesentlig likt det ønskede forholdet representert ved det fjerde signalet; og regulering av den første reguleringsventilen i omløpsrørledningen i respons til det femte signalet. Figur 1 er et forenklet flytskjema av en kryogenisk LNG-produksjonsprosess som illustrerer metodikken og apparatet ifølge den foreliggende oppfinnelsen for fjerningen av benzen, andre aromater og/eller høyere molekylvekt hydrokarbonspesier fra en metanbasert gasstrøm. Figur 2 er et forenklet flytskjema som illustrerer i nærmere detalj metodikken og apparatet illustrert i figur 1. Figur 3 er en skjematisk illustrasjon av en kryogenisk separasjonskolonne og det assosierte reguleringssystemet for den foreliggende oppfinnelsen for opprettholdelse av et ønsket temperaturforhold for varmevekslingsfluidene. Figur 4 er en skjematisk illustrasjon lik figur 3 for midlertidig valg av en temperatur som vil tillate automatisk oppstarting av den kryogeniske separasjonskolonnen.

Mens den foreliggende oppfinnelsen i de foretrukne utførelsene er anvendelige for (1) fjerningen av benzen og/eller andre aromater fra en metanbasert gasstrøm som skal kondenseres i betydelig andel og (2) fjerningen av de mer verdifulle, høyere molekylvekt hydrokarbonspesiene fra en metanbasertgasstrøm som skal kondenseres i betydelig andel, er teknologien også anvendelig for den generiske utvinningen av slike spesier fra metanbaserte strømmer (f.eks. fjerning av naturgassvæsker fra naturgass). Benzen og andre aromater presenterer et unikt problem på grunn av deres relativt høye smeltepunktstemperaturer. Som et eksempel har benzen som inneholder 6 karbonatomer et smeltepunkt på 5,5°C og et kokepunkt på 80,1°C. Heksan, som også inneholder 6 karbonatomer, har et smeltepunkt på -95°C og et kokepunkt på 68,95°C. Derfor ved sammenligning med andre hydrokarboner av lik molekylvekt, gir benzen og andre aromatiske forbindelser et mye større problem med hensyn til tilgrising og/eller tilstopping av prosessutstyr og rørledning. Aromatiske forbindelser som anvendes her er de forbindelsene karakterisert ved nærvær av minst en benzenring. Som anvendt her, er høyere molekylvekt hydrokarbonspesier de hydrokarbonspesiene som har molekylvekt som er større enn etan, og dette uttrykket vil anvendes om hverandre med tunge hydrokarboner.

For hensiktene med enkelhet og klarhet, vil den følgende beskrivelsen begrenses til anvendelsen av de oppfinneriske prosessene og assosiert apparat i den kryogeniske kjølingen av en naturgasstrøm for å produsere flytende naturgass. Nærmere bestemt vil den følgende beskrivelsen fokusere på fjerningen av benzen og/eller andre aromatiske spesier og/eller høyere molekylvekt hydrokarboner (tunge hydrokarboner) i et flytendegj ørende system hvor kaskade-kjølesykluser anvendes. Imidlertid er anvendeligheten av de oppfinneriske prosessene og assosiert apparat som her beskrives ikke begrenset til flytende systemer som anvender kaskade-kjølesykluser eller som utelukkende bearbeider naturgasstrømmer. Prosessene og assosiert apparat er anvendelige for ethvert kjølesystem hvor (a) benzen og/eller tyngre aromater eksisterer i en metanbasert gasstrøm ved konsentrasjoner som kan tilgrise eller tilstoppe prosessutstyr, særlig varmevekslerne som anvendes for kondensering av strømmen, eller (b) det er ønskelig av en hvilken som helst grunn å fjerne eller å utvinne høyere molekylvekt hydrokarboner fra en metanbasert gasstrøm.

Flytendegj øring av naturgasstrøm

Kryogeniske anlegg har et stort antall former; de mest virksomme og effektive er en kaskade-type operasjon og denne typen i kombinasjon med ekspansjonstype kjøling. Også siden metoder for produksjonen av flytendegjort naturgass (LNG) omfatter separasjonen av hydrokarboner med molekylvekt større enn metan som en første del derav, beskriver en angivelse 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 som anvender et kaskade-kjølesystem, angår oppfinnelsen den sekvensielle kjølingen av en naturgasstrøm ved elevert trykk, f.eks. ca. 650 psia, ved sekvensiell kjøling av gasstrømmen ved passasje gjennom en flertrinns propansyklus, en flertrinns etan- eller etylensyklus og enten (a) en lukket metansyklus etterfulgt av en enkelt- eller en flertrinns ekspansjons syklus for ytterligere å kjøle det samme og redusere trykket til nesten-atmosfærisk eller (b) en åpen-ende metansyklus som benytter en porsjon av fødegassen som en metankilde og som omfatter deri en flertrinns ekspansjonssyklus for å ytterligere kjøle det samme og å redusere trykket til nesten-atmosfærisk trykk. I sekvensen av kjølesyklus, benyttes kjølemiddelet med det høyeste kokepunktet først etterfulgt av et kjølemiddel som har et mellomkokepunkt og til slutt et kjølemiddel som har det laveste kokepunktet.

Forbehandlingstrihn gir en måte for å fjerne uønskede komponenter slik som syregasser, merkaptaner, kvikksølv og fuktighet fra naturgassfødestrømmen levert til anlegget. Sammensetningen av denne gasstrømmen kan variere i betydelig grad. Som anvendt her, er en naturgasstrøm en hvilken som helst strøm som prinsipielt omfatter metan som har sin opprinnelse i betydelig andel fra en naturgassfødestrøm, slik fødestrøm f.eks. inneholdende minst 85 volum-% metan, hvor resten utgjøres av etan, høyere hydrokarboner, nitrogen, karbondioksyd og en mindre mengde av andre forurensninger slik som kvikksølv, hydrogensulfid, merkaptaner. Forbehandlingstrinnet kan være separate trinn som er plassert enten oppstrøms for kjølesyklusene eller som er plassert nedstrøms for et av de tidligere trinnene for kjøling i begynnelsessyklusen. Det følgende er en ufullstendig oppramsing av noen av de tilgjengelige måtene som er lett tilgjengelige for fagmenn på området. Syregasser og i en mindre grad merkaptaner fjernes rutinemessig via en sorpsjonsprosess som anvender en vandig aminbærende løsning. Dette behandlingstrinnet utføres generelt oppstrøms for kjøletrinnet anvendt i begynnelsessyklusen. En betydelig andel av vannet fjernes rutinemessig som en væske via tofase gass-væskeseparasjon etterfulgt av gasskompresjon og kjøling oppstrøms for begynnelseskjølesyklusen og også nedstrøms for det første kjøletrinnet i begynnelseskjølesyklusen. Kvikksølv fjernes rutinemessig via kvikksølv-sorbentsjikt. Restmengder av vann og syregasser fjernes rutinemessig via anvendelsen av passende valgte sorbentsj ikt slik som regenererbare molekylsikter. Prosesser som anvender sorbentsj ikt er generelt plassert nedstrøms for det første kjøletrinnet i begynnelseskjølesyklusen.

Den resulterende naturgasstrømmen leveres generelt til den flytendegj ørende prosessen ved et elevert trykk eller komprimeres til et elevert trykk, som er et trykk som er større enn 500 psia, fortrinnsvis 500-900 psia, enda mer foretrukket 550-675 psia og ytterligere foretrukket 575 -650 psia, og mest foretrukket ca. 600 psia. Strømtemperaturen er typisk nær omgivelsene og noe over omgivelsene. En representativ temperatur er i området 16-49°C.

Som tidligere bekjent, kjøles naturgasstrømmen ved dette punktet i et stort antall flertrinns (f.eks. tre) sykluser eller trinn ved indirekte varmeveksling med et stort antall kjølemidler, fortrinnsvis tre. Den totale kjøleeffektiviteten for en gitt syklus forbedres når antallet trinn økes, men denne økningen i effektivitet er ledsaget av tilsvarende økninger i netto kapitalkostnad og prosesskompleksitet. Fødegassen føres fortrinnsvis gjennom et effektivt antall kjøletrinn, nominelt to, fortrinnsvis to til fire, og nærmere foretrukket tre trinn, i den første lukkede kjølesyklusen benyttes et relativt høytkokende kjølemiddel. Et slikt kjølemiddel består fortrinnsvis i betydelig andel av propan, propylen eller blandinger derav, nærmere foretrukket propan, og mest foretrukket består kjølemiddelet i alt vesentlig av propan. Deretter strømmer den bearbeidede mategassen gjennom et effektivt antall trinn, nominelt to, fortrinnsvis to til fire, nærmere foretrukket to eller tre, i en andre lukket kjølesyklus i varmeveksling med et kjølemiddel som har et lavere kokepunkt. Et slikt kjølemiddel består fortrinnsvis i betydelig andel av etan, etylen eller blandinger derav, mer foretrukket etylen, og mest foretrukket består kjølemiddelet i alt vesentlig av etylen. Hver av de ovennevnte kjøletrinnene for hvert kjølemiddel omfatter en separat kjølesone.

Generelt vil naturgassfødestrømmen 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 vanlige gass-væske-separatorer. Generelt reguleres den sekvensielle kjølingen av naturgassen i hvert trinn for slik å fjerne så mye som mulig av C2 og høyere molekylvekt hydrokarboner fra gassen for å produsere en første gasstrøm hovedsakelig med metan og en andre væskestrøm som inneholder betydelige mengder av etan og tyngre komponenter. Et effektivt antall gass/væske-separasjonsanordninger er plassert ved strategiske steder nedstrøms for kjølesone for fjerningen av væskestrømmer som er rike på C2+-komponenter. De eksakte plasseringer og antall gass/væskeseparatorer vil være avhengig av et antall driftsparametere, slik som C2+-sammensetningen av naturgassfødestrømmen, det ønskede BTU-innholdet av sluttproduktet, verdien av C2+-komponentene for andre anvendelser og andre faktorer som rutinemessig vurderes av fagmenn på området for LNG-anlegg og gassanlegg-drift. C2+-hydrokarbonstrømmen eller -strømmene kan demetaniseres via en enkelttrinnsflash eller en fraksjoneringskolonne. I det førstnevnte tilfellet kan den metanrike strømmen på nytt trykksettes og resirkuleres eller kan anvendes som brenselgass. For det sistnevnte tilfellet kan den metanrike strømmen returneres direkte ved trykk til den flytendegj ørende prosessen. C2+-hydrokarbonstrømmen eller - strømmene eller den demetaniserte C2+-hydrokarbonstrømmen kan anvendes som brensel eller kan ytterligere bearbeides slik som ved fraksjonering i en eller flere fraksjoneringssoner for å produsere enkeltvise strømmer som er rike på spesifikke kjemiske bestanddeler (f.eks. C2, C3, C4 og C2+). I det siste trinnet i den andre kjølesyklusen, kondenseres gasstrømmen som hovedsakelig er metan (dvs. flytendegj ort) i betydelig andel, fortrinnsvis i sin helhet. I en av de foretrukne utførelsene som skal diskuteres i nærmere detalj i et senere avsnitt, er det ved dens plassering i prosessen at den oppfinneriske prosessen og assosiert apparat for benzen, andre aromater og/eller tyngre hydrokarbonfjerning kan anvendes. Prosesstrykket ved denne plasseringen er bare noe lavere enn trykket på fødegassen til det første trinnet i den første syklusen.

Den flytendegjorte naturgasstrømmen kjøles deretter ytterligere i et tredje trinn, eller syklus, ved en av to utførelser. I en utførelse kjøles den flytendegj orte naturgasstrømmen ytterligere ved indirekte varmeveksling med en tredje lukket kjølesyklus hvor den kondenserte gasstrømmen underkjøles via passasje gjennom et effektivt antall trinn, nominelt 2; fortrinnsvis 2-4; og mest foretrukket 3, hvor kjøling tilveiebringes via et tredje kjølemiddel som har et kokepunkt lavere enn kjølemiddelet som anvendes i den andre syklusen. Dette kjølemiddelet består fortrinnsvis i betydelig andel av metan og nærmere foretrukket er det hovedsakelig metan. I den andre og foretrukne utførelsen som anvender en åpen-metankjølesyklus, underkjøles den flytendegj orte naturgasstrømmen via kontakt med flashgasser i en hovedmetanforvarmer på en måte som skal beskrives senere.

I den fjerde syklusen, eller trinnet, kjøles den flytendegj orte gassen ytterligere ved ekspansjon og separasjon av flashgassen fra den kjølte væsken. På en måte som skal beskrives, utføres nitrogenfjerning fra systemet og det kondenserte produktet enten som en del av dette trinnet eller i et separat påfølgende trinn. En nøkkelfaktor for å skille den lukke syklusen fra den åpne syklusen er begynnelsestemperaturen for den flytendegj orte strømmen før flashing til nesten-atmosfærisk trykk, de relative mengdene av flashet damp generenert ved flashingen, og arrangementet av de flashede dampene. Mens hoveddelen av flashdampen resirkuleres til metan-kompressorene i det åpne syklussystemet, benyttes den flashede dampen i et lukket syklussystem generelt som et brensel.

I den fjerde syklusen eller trinnet i enten den åpne- eller lukkede-syklus metansy stemene, kjøles det flytendegj orte produktet via minst en, fortrinnsvis to til fire, og enda mer foretrukket tre ekspansjoner hvor hver ekspansjon anvender enten Joule-Thomson ekspansjons ventiler eller hydrauliske ekspandere etterfulgt av en separasjon av gass-væskeproduktet med en separator. Når en hydraulisk ekspander anvendes og passende drives, assosieres de større effektivitetene med utvinningen av kraft, en større reduksjon i strømtemperatur, og produksjon av mindre damp under flashtrinnet vil ofte være kostnadseffektiv selv i lys av de økede kapital- og driftskostnader assosiert med ekspanderen. I en utførelse anvendt i det åpne-syklussystemet, er ytterligere kjøling av høyttrykks flytendegjort produkt før flashing gjort mulig ved først flashing av en andel av denne strømmen via en eller flere hydrauliske ekspandere og deretter via indirekte varmevekslingsanordninger som anvender den flashede strømmen for å kjøle den høyttrykks-flytendegjorte strømmen før flashing. Det flashede produktet resirkuleres deretter via retur til et passende sted, basert på temperatur og trykk-betraktninger, i den åpne-metansyklusen.

Når væskeproduktet går inn i den fjerde syklusen er det ved det foretrukne trykket på ca. 600 psia, representative flashtrykk for en tretrinns flashprosess er 190, 61 og 14,7 psia. I det åpne-syklussystemet benyttes damp flashet eller fraksjonert i nitrogenseparasjonstrinnet, som skal beskrives, og det flashet i ekspansjonsflashtrinnet, som kjølemidler i det tredje trinnet eller syklusen som tidligere ble nevnt. I det lukkede-syklussystemet kan dampen fra flashtrinnet også anvendes som et kjølemiddel før enten resirkulering eller anvendelse som brensel. I enten det åpne- eller det lukkede-syklussystemet, vil flashing av den flytendegj orte strømmen til nesten-atmosfærisk trykk, produsere et LNG-produkt som har en temperatur på -151°C til -162°C.

For å opprettholde BTU-innholdet av det flytendegj orte produktet ved en akseptabel grense når betydelig nitrogen eksisterer i fødestrømmen, må nitrogen konsentreres og fjernes ett eller annet sted i prosessen. Forskjellige teknikker for denne hensikten er tilgjengelig for fagmenn på området. Det følgende er eksempler. Når en åpen metansyklus anvendes og nitrogenkonsentrasjon i føden er lav, typisk mindre enn ca. 1,0 volum-%, oppnås nitrogenfjerning generelt ved fjerning av små sidestrømmer ved det høye trykkinnløpet eller utløpsåpningen ved metankompressoren. For en lukket syklus ved nitrogenkonsentrasjoner opptil 1,5 volum-% i fødegassen, flashes den flytendegj orte strømmen generelt fra prosessbetingelser til nær-atmosfærisk trykk i et enkelt trinn, vanligvis via et flashbeholder. De nitrogenbærende flashdampene anvendes deretter generelt som brenselgass for gassturbinene som driver kompressorene. LNG-produktet som nå er ved nesten-atmosfærisk trykk, føres videre for lagring. Når nitrogen-konsentrasjonen i innløpsfødegassen er ca. 1,0 til ca. 1,5 volum-% og en åpen-syklus anvendes, kan nitrogen fjernes ved å utsette den flytendegj orte gasstrømmen fra den tredje kjølesyklusen til et flashtrinn før det fjerde kjøletrinnet. Den flashede dampen vil inneholde en betydelig konsentrasjon av nitrogen og kan deretter anvendes som en brenselgass. Et typisk flashtrykk for nitrogenfjerning ved disse konsentrasjoner er ca. 400 psia. Når fødestrømmen inneholder en nitrogenkonsentrasjon på større enn ca. 1,5 volum-% og åpen- eller lukket-syklus anvendes, kan flashtrinnet ikke gi tilstrekkelig nitrogenfjerning. I et slikt tilfelle vil en nitrogen-reaksjonskolonne anvendes hvorfra det produseres en nitrogenrik dampstrøm og en væskestrøm. I en foretrukket utførelse som anvender en nitrogen-reaksjonskolonne, splittes den flytendegj orte metanstrømmen ved høyt trykk til metanforvarmeren inn i en første og andre andel. Den første andelen flashes til ca. 400 psia og tofaseblandingen mates som en matestrøm til nitrogen-reaksjonskolonnen. Den andre andelen av den flytendegj orte metanstrømmen ved høyt trykk kjøles ytterligere ved strømning gjennom en metanforvarmer som skal beskrives senere, og den flashes til 400 psia, og den resulterende tofaseblandingen eller væskeandelen derav mates til den øvre seksjonen av kolonnen hvor den fungerer som en tilbakestrømning. Den nitrogenrike dampstrømmen produsert fra toppen av nitrogen-reaksjonskolonnen vil generelt brukes som brensel. Væskestrømmen produsert fra bunnen av kolonnen føres deretter til det første trinnet av metanekspansjon.

Fasenedkjøling for flytendegjøring av naturgass

Kritisk for flytendegj øringen av naturgass i en kaskade-prosess er anvendelsen av en eller flere kjølemidler for overføring av varmeenergi fra naturgasstrømmen til kjølemiddelet og til slutt overføring av varmeenergien til omgivelsen. Egentlig fungerer kjølesystemet som en varmepumpe ved fjerning av varmeenergi fra naturgasstrømmen mens strømmen progressivt kjøles til lavere og lavere temperaturer.

Den flytendegj ørende 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, som anvendes her, refererer til en prosess hvor det faseendrede kjølemiddelet eller kjølemiddelet kjøler substansen som skal kjøles uten virkelig fysisk kontakt mellom kjølemiddelet og substansen som skal kjøles. Spesifikke eksempler omfatter varmeveksling gjennomgått i en rør-varmeveksler, en kjerne-i-kjele-varmeveksler, og en slagloddet aluminium-plate-ribbe-varmeveksler. Den fysikalske tilstanden på kjølemiddelet og substansen som skal kjøles kan variere avhengig av etterspørslene av systemet og typen av varmeveksler som velges. I den oppfinneriske prosessen vil således en rørvarmeveksler typisk benyttes hvor kjølemiddelet er i en væskeholdig tilstand og substansen som skal kjøles er i væske- eller gassholdig tilstand, mens en plate-ribbe-varmeveksler typisk vil benyttes når kjølemiddelet er i gassholdig tilstand og substansen som skal kjøles er i en væskeholdig tilstand. Til slutt vil kjerne-i-kjele-varmeveksleren typisk benyttes hvor substansen som skal kjøles er væske eller gass og kjølemiddelet gjennomgår en faseendring fra en væskeholdig tilstand til en gassholdig tilstand i løpet av varmevekslingen.

Fordampningskjøling refererer til kjølingen av en substans ved evaporasjonen eller fordampningen av en andel av substansen med systemet opprettholdt ved et konstant trykk. I løpet av fordampningen absorberer således andelen av substansen som evaporerer varme fra andelen av substansen som forblir i en væskeholdig tilstand og således kjøler den væskeholdige andelen.

Til slutt refererer ekspansjons- eller trykkreduksjon-kjøling til kjøling som

skjer når trykket i et gass-, væske- eller et tofasesystem senkes ved passering gjennom et trykkreduksjonsorgan. I en utførelse betyr denne ekspansjonen en Joule-Thomson ekspansjonsventil. I en annen utførelse betyr ekspansjonen en hydraulisk eller gassekspander. Fordi ekspandere utvinner arbeidsenergi fra ekspansjonsprosessen, er lavere prosesstrømtemperaturer mulig ved ekspansjon.

I diskusjonen og figurene som følger, kan diskusjonene eller figurene skildre ekspansjonen av et kjølemiddel ved strømning gjennom en strupeventil etterfulgt av en påfølgende separasjon av gass- og væskeandeler i kjølemiddelkjølerne eller -kondensatorene, som kan være tilfelle hvor indirekte varmeveksling også skjer. Mens dette forenklede skjema er gjennomførbart og noen ganger foretrukket på grunn av kostnad og enkelhet, kan det være mer effektivt å utføre ekspansjon og separasjon og så partiell evaporasjon som separate trinn, f.eks. en kombinasjon av strupe ventiler og flashbeholdere før indirekte varmeveksling i kjølerne eller kondensatorene. I en annen gjennomførbar utførelse kan strupe- eller ekspansjons ventilen ikke være en separat anordning, men en integrert del av kjølemiddelkjøleren eller

-kondensatoren (dvs. flashen skjer ved innførsel av det flytendegj orte

kjølemiddelet inn i kjøleren). På en lignende måte kan kjølingen av multiple strømmer for et gitt kjøletrinn skje inne i et enkelt kar (dvs. kjøler) eller inne i multiple kar. Det førstnevnte er generelt foretrukket fra et kapitalutstyrskostnadsperspektiv.

I den første kjølesyklusen fås kjøling ved kompresjonen av et høyere kokepunkt gassholdig kjølemiddel, fortrinnsvis propan, til et trykk hvor den kan flytendegj øres ved indirekte varmeoverføring ved et varmeoverføringsmedium som til slutt anvender omgivelsen som et kjølelegeme, idet kjølelegemet generelt er atmosfæren, en ferskvannskilde, en saltvannskilde, jorden eller to eller flere av det foregående. Det kondenserte kjølemiddelet gjennomgår deretter ett eller flere trinn med ekspansjonskjøling via egnede ekspansjonsanordninger for derved å produsere tofaseblandinger som har signifikant lavere temperatur. I en utførelse splittes hovedstrømmen til minst to separate strømmer, fortrinnsvis to til fire strømmer, og mest foretrukket tre strømmer hvor hver strøm separat ekspanderes til et designert trykk. Hver strøm gir så evaporativ kjøling via indirekte varmeoverføring med en eller flere valgte strømmer, en slik strøm er naturgasstrømmen som skal flytendegj øres. Antallet separate kjølemiddelstrømmer vil tilsvare antallet kjølemiddelkompresjonstrinn. Det fordampede kjølemiddelet fra hver respektiv strøm føres så tilbake til det passende trinnet ved kjølemiddelkompressoren (f.eks. to separate strømmer vil tilsvare en totrinns kompressor). I en mer foretrukket utførelse ekspanderes alt flytende kjølemiddel til et forhåndsbestemt trykk, og denne strømmen anvendes så for å gi fordampende kjøling via indirekte varmeveksling med en eller flere valgte strømmer, en slik strøm er naturgasstrømmen som skal flytendegj øres. En andel av det flytendegj orte kjølemiddelet fjernes deretter fra de indirekte varmeoverførings-anordningene, ekspansjonskjøles ved ekspandering til et lavere trykk og tilsvarende lavere temperatur hvor den gir fordampende kjøling via indirekte varmeoverføringsanordninger med en eller flere designerte strømmer, idet én slik strøm er naturgasstrømmen som skal flytendegj øres. Formelt vil denne utførelsen anvende to slike ekspansjonskjølingsfordampende kjøletrinn, fortrinnsvis to til fire, og mest foretrukket tre. Lik den første utførelsen føres kjølemiddeldampen til hvert trinn tilbake til den passende innløpsåpningen ved den trinnvise kompressoren.

I den foretrukne kaskade-utførelsen gjøres størsteparten av kjølingen for flytendegj øring av de lavere kokepunkts kjølemidlene (dvs. kjølemidlene som anvendes i de andre og tredje syklusene) mulig ved kjøling av disse strømmene via indirekte varmeveksling med valgte høyerekokende kjølemiddelstrømmer. Denne måten for kjøling refereres til som »kaskade-kjøling». Egentlig fungerer høyerekokende kjølemidler som varmelegemer for de laverekokende kjølemidler eller angitt på en annen måte, pumpes varmeenergi fra naturgasstrømmen som skal flytendegj øres til et laverekokende kjølemiddel og pumpes deretter (dvs. overføres) til en eller flere høyerekokende kjølemidler før overføringen til omgivelsen via et omgivende varmelegeme (f.eks. ferskvann, saltvann, atmosfære). Som i den første syklusen, komprimeres kjølemiddel anvendt i den andre og den tredje syklusen via flertrinns kompressorer til forvalgte trykk. Når det er mulig og økonomisk gjennomførbart, kjøles først den komprimerte kjølemiddeldampen via indirekte varmeveksling med ett eller flere kjølemidler (f.eks. luft, saltvann, ferskvann) direkte koblet til omgivende varmelegemer. Denne kjølingen kan være via mellomtrinnskjøling mellom kompresjonstrinn og/eller kjøling av det komprimerte produktet. Den komprimerte strømmen kjøles så ytterligere via indirekte varmeveksling med en eller flere av de tidligere angitte kjøletrinn for de høyerekokende kjølemidlene.

Det andre sykluskjølemiddelet, fortrinnsvis etylen, kjøles først fortrinnsvis via indirekte varmeveksling med ett eller flere kjølemidler direkte koblet til et omgivende varmelegeme (dvs. mellomtrinn og/eller etterkjøling etterfølgende kompresjon) og så ytterligere kjølt og til slutt flytendegj ort via sekvensiell kontakt med det første eller andre eller første, andre og tredje kjøletrinnet for det høyestkokende kjølemiddelet som anvendes i den første syklusen. De foretrukne andre og første sykluskjølemidlene er henholdsvis etylen og propan.

Når det anvendes et tre-kjølemiddel-kaskade-lukket-syklussystem, komprimeres kjølemiddelet i den tredje syklusen på en trinnvis måte, fortrinnsvis valgfritt kjølt via indirekte varmeoverføring til et omgivende varmelegeme (dvs. mellomtrinns og/eller etterkjøling etterfulgt kompresjon) og deretter kjølt via indirekte varmeveksling med enten alle eller valgte kjøletrinn i de første og andre kjølesyklusene som fortrinnsvis anvender propan og etylen som respektive kjølemidler. Fortrinnsvis bringes denne strømmen i kontakt på en sekvensiell måte med hvert progressivt kaldere kjøletrinn i henholdsvis de første og andre kjølesyklusene.

I et åpent-syklus-kaskade-kjølesystem slik som illustrert i figur 1, drives de

første og andre syklusene på en måte som er analog med det fremsatt for den lukkede syklusen. Imidlertid skilles det åpne metansyklus systemet lett fra de konvensjonelle lukkede kjølesyklusene. Som tidligere anført i diskusjonen av den fjerde syklusen eller det fjerde trinnet, kjøles en signifikant andel av den flytendegj orte naturgasstrømmen som opprinnelig er tilstede ved forhøyet trykk til ca. -162°C ved ekspansjonskjøling på trinnvis måte til nesten-atmosfærisk trykk. I hvert trinn produseres signifikante mengder av metanrik damp ved et gitt trykk. Hver dampstrøm gjennomgår fortrinnsvis signifikant varmeoverføring i metanforvarmere og føres fortrinnsvis tilbake til innløpsåpningen av et kompressortrinn ved nesten omgivelsestemperatur. Ved strømningen gjennom metanforvarmerne, bringes de flashede dampene i kontakt med varmere strømmer i motstrøm og i en sekvens designert

maksimalisering av kjølingen av de varme strømmene. Trykket som velges for hvert trinn for ekspansjonskjøling er slik at for hvert trinn resulterer volumet av gass generert pluss det komprimerte volumet av damp fra tilstøtende lavere trinn i effektiv totaloperasjon av flertrinnskompressoren. Mellomtrinnskjøling og kjøling av den endelig komprimerte gassen foretrekkes og utføres fortrinnsvis via indirekte varmeveksling med ett eller flere kjølemidler direkte koblet til et omgivende varmelegeme. Den komprimerte metanrike strømmen kjøles deretter ytterligere via indirekte varmeveksling med kjølemiddel i de første og andre syklusene, fortrinnsvis alle trinn assosiert med kjølemiddelet anvendt i den første syklusen, nærmere foretrukket de første to trinnene og mest foretrukket bare det første trinnet. Den kjølte metanrike strømmen kjøles ytterligere via indirekte varmeveksling med flashdamper i hovedmetanforvarmeren og kombineres deretter med naturgassfødestrømmen ved et sted i den flytendegj ørende prosessen hvor naturgassfødestrømmen og den kjølte metanrike strømmen er ved like betingelser med hensyn på trykk og temperatur, fortrinnsvis før innførselen i ett av trinnene av etylenkjøling, nærmere foretrukket straks før etylenkjølingstrinnet hvor metan i betydelig andel flytendegj øres (dvs. ety lenkondensatoren).

Optimalisering via mellomtrinns- og intersvklus- varmeoverføring

I de mer foretrukne utførelsene utføres trinn for ytterligere å optimalisere prosesseffektiviteten ved å føre kjølemiddel-gasstrømmene som går tilbake til innløpsåpningen av de respektive kompressorene ved eller nær omgivelsestemperatur. Ikke bare vil dette trinnet forbedre de totale effektivitetene, men vanskeligheter forbundet med eksponeringen av kompressorkomponenter for kryogeniske tilstander reduseres i stor grad. Dette oppnås via anvendelsen av forvarmere hvor strømmer som inneholder betydelig andel av væske og før flashing først kjøles ved indirekte varmeveksling med en eller flere dampstrømmer generert i et nedstrøms ekspansjonssteg (dvs. trinn) eller stegene i det samme eller en nedstrøms syklus. I et lukket system er forvarmere fortrinnsvis anvendt for å oppnå ytterligere kjøling fra de flashede dampene i de andre og tredje syklusene. Når det anvendes et åpent metansyklussystem, returneres flashede damper fra det fjerde trinnet fortrinnsvis til en eller flere forvarmere hvor (1) disse damper kjøler via indirekte varmeveksling de flytendegj orte produktstrømmene før hvert trykkreduksjonstrinn og (2) disse damper kjøler via indirekte varmeveksling de komprimerte dampene fra den åpne metansyklusen før kombineringen av denne strømmen eller strømmene med hovednaturgassfødestrømmen. Disse kjøletrinnene omfatter det tidligere beskrevne tredje kjøletrinnet og vil diskuteres i nærmere detalj i diskusjonen av figur 1.1 en utførelse hvor etylen og metan anvendes i de andre og tredje syklusene, kan kontakten utføres via en rekke etylen- og metanforvarmere. I en foretrukket utførelse som er illustrert i figur 1 og som vil diskuteres i nærmere detalj senere, anvender prosessen en hovedetylenforvarmer, en hovedmetanforvarmer og en eller flere ytterligere metanforvarmere. Disse ytterligere forvarmerne refereres her til som andre metanforvarmere, den tredje metanforvarmeren osv. og hver slik ytterligere metanforvarmer tilsvarer et separat nedstrøms flashetrinn.

Fjerning av benzen, andre aromater og/ eller tyngre hydrokarboner

Den oppfinneriske prosessen for fjerningen av benzen, andre aromater og/eller de høyere molekylvekt hydrokarbonspesiene fra en metanbasert gasstrøm er en ekstremt energieffektiv og operasjonelt enkel prosess. På grunn av driftsmåten, utfører kolonnen som det refereres til her som en strippekolorme som har både stripping og fraksjoneringsfunksjoner. Prosessen omfatter kjøling av den metanbaserte gasstrømmen slik at 0,1 til 20 mol-%, fortrinnsvis 0,5 til ca. 10 mol-%, og mer foretrukket 1,75 til 6 mol-% av den totale gasstrømmen kondenseres for derved å danne en tofasestrøm. Den optimale molprosenten vil være avhengig av sammensetningen av gassen som gjennomgår flytendegj øring og andre prosessrelaterte parametere som lett kan fastslås av en fagmann på området.

I en utførelse oppnås den ønskede tofasestrømmen ved kjøling av hele fødestrømmen i en slik grad at den ønskede væskeprosenten oppnås. I den foretrukne utførelsen kjøles først gasstrømmen til nesten den flytendegj ørende temperaturen og splittes deretter til en første strøm og en andre strøm. Den første strømmen gjennomgår ytterligere kjøling og partiell kondensasjon og kombineres deretter med den andre strømmen for derved å produsere en tofasestrøm som inneholder den ønskede prosenten av væsker. Den siste tilnærmelsen er foretrukket på grunn av den assosierte lette operasjonen og prosessregulering.

Tofasestrømmen fødes deretter til den øvre seksjonen av et kolonne hvor strømmen kommer i kontakt med den stigende dampstrømmen fra den nedre delen av kolonnen for derved å produsere en tung rest-rik væskestrøm som fungerer som en tilbakestrøm og en tung rest-redusert dampstrøm som produseres fra kolonnen. Som det anvendes her, vil »tunge rester» refereres til enhver hovedsakelig organisk forbindelse som har en molekylvekt større enn etan. Kolonnen er unik ved at den ikke, som tidligere anført, anvender en kondensator for tilbakestrømsgenerering og ytterligere ikke anvender en fordamper for dampgenerering.

Som tidligere anført, mates en metanrik strippegasstrøm til kolonnen. Denne strømmen stammer fortrinnsvis fra en oppstrøms lokalisering hvor den metanbaserte gasstrømmen som gjennomgår kjøling har gjennomgått en viss grad av kjøling og fjerning av væsker. Før innføringen i bunnen av kolonnen, kjøles denne gasstrømmen via indirekte kontakt, fortrinnsvis i motstrøm, med væskeproduktet produsert fra bunnen av kolonnen som derved produserer en oppvarmet tung rest-rik strøm og en kjølt metanrik strippegasstrøm. Den metanrike strippegassen kan gjennomgå partiell kondensasjon ved kjøling og den resulterende kjølte metanrike strippegassen inneholdende to faser kan mates direkte til kolonnen.

Anvendelsen av den kjølte metanrike strippegassen som inneholder små mengder av C3+-komponenter isteden for damp generert fra en fordamper som inneholder betydelige mengder av C3+-komponenter reduserer signifikant problemer som forbindes med fluider i kolonnen som nærmer seg kritiske betingelser hvorpå dårlig komponentseparasjon oppstår. Denne faktor blir særlig signifikant når man opererer i et mer foretrukket trykkområdet på ca. 550 til 675 psia. Den kritiske temperaturen og trykket på metan er -82,4°C og 673,3 psia. Den kritiske temperaturen og trykket på propan er 96,8°C og 617,4 psia og den kritiske temperaturen og trykket på n-butan er 152,1°C og 551,25 psia. Nærværet av betydelige mengder av C3+-komponenter vil (1) senke det kritiske trykket for derved å komme nær de foretrukne driftstrykkene for prosessen og (2) heve den kritiske temperaturen. Den resulterende effekten er å gjøre separasjonen av komponentene via damp/væskekontakt vanskeligere. En andre faktor som skiller anvendelsene av den kjølte metanrike strippegassen over dampen fra en fordamper, er temperaturforskjellen mellom disse respektive strømmene og væskeutslippet fra det siste trinnet. Fordi det er foretrukket at den kjølte metanrike strippegassen er varmere enn den analoge dampen fra en fordamper, har denne foretrukne strømmen en større evne til å strippe den væskeholdige fasen av de lettere komponentene. En temperaturforskjell mellom utslippsvæsken fra kolonnen og utslippsstrippegassen til kolonnen er mer foretrukket -6,7°C til 43,3°C, enda mer foretrukket 4,4°C til 32,2°C, og mest foretrukket 15,6°C til 26,7°C.

Antall teoretiske plater i kolonnen vil være avhengig av sammensetningen, temperaturen og strømningshastigheten på innløpsdampstrømmen til kolonnen og sammensetningen, temperaturen, strømningshastigheten og væske til damp forholdet på tofasestrømmen matet til den øvre seksjonen av kolonnen. Det er lett å komme til en slik bestemmelse innenfor kunnskapene til en fagmann på området. Det teoretiske antallet plater kan tilveiebringes via forskjellige typer kolonnepakkinger (palleringer, sadelformet pakkmateriale etc) eller distinkte kontakttrinn (f.eks. plater) plassert i kolonnen eller en kombinasjon derav. Generelt er det påkrevet to (2) til femten (15) teoretiske trinn, nærmere foretrukket tre (3) til ti (10), og enda mer foretrukket fire (4) til åtte (8), og mest foretrukket ca. fem (5) teoretiske trinn. Plater er generelt foretrukket når kolonnediameteren er større enn ca. 2 meter.

Foretrukket åpen- svklus- utførelse av kaskade- flytende gjørende prosess Flytskjemaet og apparatet som er fremsatt i figurer 1 og 2 er en foretrukket utførelse av den åpen-syklus kaskade-flytendegjørende prosessen og er fremsatt for illustrerende hensikter. Med hensikt er fra den foretrukne utførelsen utelatt et nitrogenfjerningssystem, fordi et slikt system er avhengig av nitrogeninnholdet i fødegassen. Imidlertid er det som anført i den tidligere diskusjonen av nitrogenfjerningsteknologier, er metodikker egnet til denne foretrukne utførelsen lett tilgjengelige for fagmenn på området. Angitt i figurer 3 og 4 i nærmere detalj for illustrerende hensikter er den oppfinneriske kryogeniske kolonnen og særlig metodikken for kjøling og regulering av temperaturen av strippegassen som mates til den kryogeniske kolonnen. Fagmenn på området vil også erkjenne at figurer 1-4 bare er skjematiske og derfor kan mange utstyrsanordninger som behøves i et kommersielt anlegg for en vellykket operasjon ha blitt utelatt for klarhetshensyn. Slike anordninger kan omfatte f.eks. kompressorregulatorer, strømnings- og nivåmålinger og korresponderende regulere, ytterligere temperatur- og trykregulatorer, pumper, motorer, filtre, ytterligere varmevekslere, ventiler, etc. Disse anordningene fås i henhold til standard teknisk praksis.

For å få en bedre forståelse av figurer 1, 2, 3 og 4, korresponderer anordninger eller partikler anført med tall 1 til 99 generelt til prosesskar og utstyr som er direkte assosiert med den flytendegj ørende prosessen. Artikler angitt med 100-199 korresponderer til strømningslinjer eller -ledninger som inneholder metan i betydelig andel. Artikler anført med 200-299 korresponderer med strømningslinjer eller -ledninger som inneholder kjølemiddelet etylen eller valgfritt etan. Artikler anført som 300-399 korresponderer til strømningslinjer eller -ledninger som inneholder kjølemiddelet propan. I den grad det er mulig, har nummereringssystemet som anvendes i figur 1 blitt anvendt i figurer 2, 3 og 4. I tillegg har det følgende nummereringssystemet blitt tilført for ytterligere elementer som ikke er illustrert i figur 1. Artikler som er anført som 400-499 korresponderer med ytterligere strømningslinjer eller -ledninger. Artikler anført med 500-599 korresponderer med ytterligere prosessutstyr slik som kar, kolonner, varmevekselanordninger og ventiler, omfattende prosessreguleringsventiler. Artikler anført med tall fra 600-799 angår generelt prosessreguleringssystemet, eksklusivt reguleringsventiler og omfatter spesielt sensorer, transdusere, regulere og settpunkt-innganger.

I nesten alle reguleringssystemer anvendes en viss kombinasjon av elektriske, pneumatiske eller hydrauliske signaler. Imidlertid er anvendelsen av en hvilken som helst annen type av signaltransmisjon forenlig med prosessen og utstyret i bruk innenfor rammen av denne oppfinnelsen. Med hensyn på oppfinnelsen som det fremkommer i figur 1-4, er linjer designert som signallinjer avtegnet som kortstreklinjer i tegningene. Disse linjene er fortrinnsvis elektriske eller pneumatiske signallinjer. Generelt er signaler som fås fra enhver transduser i elektrisk form. Imidlertid er signalene som fås fra strømningssensorer generelt pneumatiske i form. Trans dus eringen av disse signalene er ikke alltid illustrert for enkelhets skyld, fordi det er vel kjent på området at hvis en strømning måles i pneumatisk form, så må den transduseres til elektrisk form hvis den skal transmitteres i elektrisk form av en strømningstransduser.

Under henvisning til figur 1, komprimeres gassholdig propan i flertrinnskompressor 18 drevet av en gassturbinmotor som ikke er illustrert. De tre trinnene for kompresjon eksisterer fortrinnsvis i en enkelt enhet, skjønt hvert komprimeringstrinn kan være en separat enhet og enhetene som er mekanisk koblet til kan drives av en enkelt motor. Under kompresjon passeres det komprimerte propanet gjennom rørledning 300 til kjøler 20 hvor den flytendegj øres. Et representativt trykk og temperatur på det flytendegj orte propankjølemiddelet før flashing er ca. 37°C 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 en trykkreduksjonsanordning, illustrert som ekspansjons ventil 12, for fjerningen av rester av lette komponenter fra det flytendegj orte propanet. Slike kar kan omfattes av en enkelttrinns gass-væskeseparator eller kan være mer avansert/sofistikert og bestå av en akkumulatorseksjon, en kondensatorseksjon og en absorberseksjon, hvor det to sistnevnte kan være kontinuerlig drevet 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, passeres gjennom rørledning 302 til en trykkreduksjonsanordning, illustrert som ekspansjons ventil 12, hvor trykket på det flytendegj orte propanet reduseres for derved å evaporere eller flashe en andel derav. Det resulterende tofaseproduktet strømmer deretter gjennom rørledning 304 til en høyttrinns propankjøler 2 hvor gassholdig metankjølemiddel innføres via rørledning 152, naturgassføde innføres via rørledning 100 og gassholdig etylenkjølemiddel innføres via rørledning 202 er respektivt kjølt via indirekte varmevekslingsanordninger 4, 6 og 8 for derved å produsere kjølte gasstrømmer produsert henholdsvis via rørledninger 154, 102 og 204. Gassen i rørledning 154 mates til hovedmetanforvarmeren 74 som vil diskuteres i mer detalj i et etterfølgende avsnitt og hvor strømmen kjøles via indirekte varmevekslingsanordning 98. Det resulterende kjølte metanresirkuleringsstrømproduktet via rørledning 158, kombineres deretter med tunge rester av redusert dampstrøm i rørledning 120 fra tung rest-fjerningskolonnen 60 og matet til metankondensatoren 68.

Propangassen fra kjøler 2 returneres til kompressor 18 gjennom rørledning 306. Denne gassen mates til høyttrinns-innløpsåpningen i kompressor 18. Det gjenværende væskeholdige propanet passeres gjennom rørledning 308, trykket reduseres ytterligere ved passasje gjennom en

trykkreduksjonsanordning, illustrert som ekspansjons ventil 14, hvorpå en

ytterligere andel av den flytendegj orte propan flashes. Den resulterende tofasestrømmen mates deretter til kjøler 22 gjennom rørledning 310 for derved å gi et kjølemiddel for kjøler 22. Den kjølte fødegasstrømmen fra kjøler 2 strømmer via rørledning 102 til et utskillingskar 10 hvor gass- og vaskefaser separeres. Væskefasen, som er rik på C3+-komponenter fjernes via rørledning 103. Den gassholdige fasen fjernes via rørledning 104 og splittes deretter til to separate strømmer som føres via rørledninger 106 og 108.

Strømmen i rørledning 106 mates til propankjøler 22. Strømmen i rørledning 108 blir matningsmateriale til varmeveksler 62 og er endelig strippegassen til tung-rest-fjerningskolonnen 60. Etylenkjølingsmiddel fra kjøler 2 innføres til kjøler 22 via rørledning 204. I kjøler 22 kjøles fødegasstrømmen, også referert til her som en metanrik strøm, og etylenkjølemiddelstrømmene henholdsvis via indirekte varmeoverføringsanordninger 24 og 26 for derved å produsere kjølte metanrike og etylenkjølmiddelstrømmer via rørledninger 110 og 206. Den således evaporerte andelen av propankjølemiddelet separeres og føres gjennom rørledning 311 til mellomtrinnsinnløpet av kompressor 18. Propankjølemiddel i væskeform fra kjøler 22 fjernes via rørledning 314, flashet over en trykkreduksjonsanordning, illustrert som ekspansjons ventil 16, og deretter matet til en tretrinns kjøler 28 via rørledning 316.

Som illustrert i figur 1, strømmer den metanrike strømmen fra mellomtrinns propankjøleren 22 til lavtrinns propankjøleren/kondensatoren 28 via rørledning 110.1 denne kjøleren kjøles strømmen via indirekte varmevekslingsanordninger 30. På lignende måte strømmer etylenkjølemiddelstrømmen fra mellomtrinns propankjøleren 22 til lavtrinns propankjøleren/kondensatoren 28 via rørledning 206.1 det sistnevnte tilfellet kondenseres etylenkjølemiddelet fullstendig eller kondenseres i nesten sin helhet via indirekte varmevekslingsanordning 32. Det fordampede propan fjernes fra lavtrinns propankjøleren/kondensatoren 28 og returneres til lavtrinnsinnløpet ved kompressoren 18 via rørledning 320. Selv om figur 1 illustrerer kjøling av strømmer som er fremkommet i rørledninger 110 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 (f.eks. en separat kjøler og en separat kondensator). På en lignende måte kan de foregående kjøletrinnene hvor multiple strømmer blir kjølt i et felles kar (f.eks. kjøler) utføres i separate kar. Det første arrangementet er en foretrukket utførelse på grunn av kostnaden på multiple kar og behovet for mindre anleggsplass.

Som illustrert i figur 1, innføres den metanrike strømmen som går ut av lavtrinns propankjøleren til høyttrinns etylenkjøleren 42 via rørledning 112. Etylenkjølemiddelet går ut av lavtrinns propankjøleren 28 via rørledning 208 og mates fortrinnsvis til et separasjonskar 37 hvor lette komponenter fjernes via rørledning 209 og kondensert etylen fjernes via rørledning 210. Separasjonskaret er analogt med karet som tidligere er diskutert for fjerningen av lette komponenter fra flytendegjort propankjølemiddel og kan være en enkelttrinns gass-væskeseparator eller kan være en flertrinns operasjon som gir større selektivitet i fjerningen av lette komponenter fra systemet. Etylenkjølemiddelet ved denne lokaliseringen i prosessen er generelt ved en temperatur på ca. -31°C og et trykk på ca. 285 psia. Etylenkjølemiddelet via rørledning 210 strømmer deretter til etylenforvarmeren 34 hvor den kjøles via indirekte varmevekslingsanordning 38 og fjernes via rørledning 211 og passeres til en trykkreduksjonsanordning illustrert som ekspansjons ventil 40 hvorpå kjølemiddelet flashes til en forvalgt temperatur og trykk og mates til høyttrinns etylenkjøleren 42 via rørledning 212. Damp fjernes fra denne kjøleren via rørledning 214 og føres til etylenforvarmeren 34 hvor dampen fungerer som et kjølemiddel via indirekte varmevekslingsanordning 46. Etylendampen fjernes deretter fra etylenforvarmeren via rørledning 216 og mates til høyttrinnsinnløpet på etylenkompressoren 48. Etylenkjølemiddelet som ikke fordampes i denne høyttrinns etylenkjøleren 42, fjernes via rørledning 218 og returneres til etylenforvarmeren 34 for ytterligere kjøling via indirekte varmevekslingsanordning 50, fjernes fra etylenforvarmeren via rørledning 220 og flashes i en trykkreduksjonsanordning illustrert som ekspansjons ventil 52 hvorpå det resulterende tofaseproduktet innføres i lavtrinns etylenkjøleren 54 via rørledning 222.

Fjernet fra høyttrinns etylenkjøler 42 via rørledning 116 er en metanrik strøm. Denne strømmen kondenseres deretter delvis via kjøling fremskaffet ved indirekte varmevekslingsanordning 56 i lavtrinns etylenkjøler 54 som derved produserer en tofasestrøm som strømmer via rørledning 118 til benzen/aromater/tung-rest-fjerningskolonnen 60. Som tidligere anført ble den metanrike strømmen i rørledning 104 splittet slik at den strømmer via rørledninger 106 og 108. Innholdene i rørledning 108 som det refereres til her som den metanrike strippegassen, mates først til varmeveksler 62 hvor denne strømmen kjøles via indirekte varmevekslingsanordning 66 for derved å bli en kjølt metanrik strippegasstrøm som deretter strømmer i rørledning 109 til benzen/tung-rest-fjerningskolonnen 60. Væske inneholdende en signifikant konsentrasjon av benzen, andre aromater og/eller tyngre hydrokarbonkomponenter fjernes fra benzen/tung-rest-fjeraingskolonnen 60 via rørledning 114, fortrinnsvis flashes via en strømningsreguleringsanordning som også kan fungere som en trykkreduksjonsanordning 97, fortrinnsvis en regulerings ventil, og transporteres til varmeveksler 62 i rørledning 117. Fortrinnsvis flashes strømmen flashet via strømningsreguleringsanordning 97 til et trykk på ca. eller større enn trykket ved høyttrinns-innløpsåpningen til metankompressoren. Flashing gir også større kjølingskapasitet til strømmen. I varmeveksleren 62 gir strømmen levert av rørledning 117 kjølingskapabiliteter via indirekte varmevekslingsanordning 64 går ut av varmeveksleren via rørledning 119. I benzen/aromat/tung-rest-fjeraingskolonnen 60, bringes tofasestrømmen innført via rørledning 118 i kontakt med den kjølte metanrike strippegasstrømmen innført via rørledning 109 i motstrøm for derved å produsere en benzen/tung-rest-redusert, metanrik dampstrøm via rørledning 120 og en benzen/tung-rest-redusert væskestrøm via rørledning 117.

Strømmen i rørledning 119 er rik på benzen, andre aromater og/eller andre tyngre hydrokarbonkomponenter. Denne strømmen separeres deretter til væske og dampandeler eller fortrinnsvis flashes eller fraksjoneres i kar 67.1 hvert tilfelle produseres en væskestrøm rik på benzen, andre aromater og/eller tyngre hydrokarbonkomponenter via rørledning 123 og en andre metanrik dampstrøm produseres via rørledning 121.1 den foretrukne utførelsesformen som er illustrert i figur 1, kombineres strømmen i rørledning 121 deretter med en andre strøm levert via rørledning 128 og den kombinerte strømmen mates via rørledning 140 til høyttrykks-innløpsåpningen på metankompressoren 83.

Som tidligere anført, mates gassen i rørledning 154 til hovedmetanforvarmeren 74 hvor strømmen kjøles via indirekte varmevekslingsanordning 98. Den resulterende kjølte komprimerte metanresirkuleringen eller kjølemiddelstrømmen i rørledning 158 kombineres på foretrukket måte med den tung-rest-redusert dampstrømmen fra tung-rest-fjerningskolonnen 60 levert via rørledning 120 og matet til lavtrinns etylenkondensatoren 68.1 lavtrinns etylenkondensatoren kjøles denne strømmen og kondenseres via indirekte varmevekslingsanordning 70 med væskeutslippet fra lavtrinns etylenkjøleren 54 som føres til lavtrinns etylenkondensatoren 68 via rørledning 226. Det kondenserte metanrike produktet fra lavtrinns kondensatoren produseres via rørledning 122. Dampen fra lavtrinns etylenkjøleren 54 uttrukket via rørledning 224 og lavtrinns etylenkondensatoren 68 uttrukket via rørledning 228 kombineres og føres via rørledning 230 til etylenforvarmeren 34 hvor dampene fungerer som kjølemiddel via indirekte varmevekslingsanordning 58. Strømmen føres deretter via rørledning 232 fra etylenforvarmeren 34 til lavtrinnssiden av etylenkompressoren 48.

Som vist i figur 1, fjernes kompressorutslippet fra damp innført via lavtrinnssiden via rørledning 234, kjøles via mellomtrinnskjøler 71 og returneres til kompressor 48 via rørledning 236 for injisering med høyttrinnsstrømmen tilstede i rørledning 216. Fortrinnsvis er de to trinnene en enkeltmodul, skjønt de hver kan være en separat modul og modulene kobles mekanisk til en felles motor. Det komprimerte etylenproduktet fra kompressoren føres til en nedstrømskjøler 72 via rørledning 200. Produktet fra kjøleren strømmer via rørledning 202 og innføres, som tidligere forklart, til høyttrinns propankjøleren 2.

Den flytendegj orte strømmen i rørledning 122 er generelt ved en temperatur på ca. -87°C og et trykk på ca. 600 psi. Denne strømmen passerer via rørledning 122 gjennom hovedmetanforvarmeren 74, hvor strømmen ytterligere kjøles ved indirekte varmevekslingsanordning 76 som forklares i det etterfølgende. Fra hovedmetanforvarmeren 74 passeres den flytendegj orte gassen gjennom rørledning 124 og dets trykk reduseres med en trykkreduksjonsanordning som illustrert som ekspansjons ventil 78, som selvfølgelig evaporerer eller flasher en andel av gasstrømmen. Den flashede strømmen passeres deretter til metan høyttrinns flashtrommelen 80 hvor den separeres til en gassfase som strømmer ut gjennom rørledning 126 og en væskefase som strømmer ut gjennom rørledning 130. Gassfasen overføres deretter til hovedmetanforvarmeren via rørledning 126 hvor dampen fungerer som et kjølemiddel via indirekte varmeoverføringsanordning 82. Dampen går ut av hovedmetanforvarmeren via rørledning 128 hvor den kombineres med gasstrømmen levert av rørledning 121. Disse strømmene mates deretter til høyttrykks-innløpsåpningen av kompressor 83.

Væskefasen i rørledning 130 passeres gjennom en andre metanforvarmer 87 hvor væsken kjøles ytterligere av nedstrøms flashdamper via indirekte varmevekslingsanordning 88. Den kjølte væsken går ut av den andre metanforvarmeren 87 via rørledning 132 og ekspanderes eller flashes via trykkreduksjonsanordning illustrert som ekspansjonsventil 91 for ytterligere å redusere trykket og samtidig fordampe en andre andel derav. Denne flashstrømmen passeres deretter til mellomtrinns metanflashtrommelen 92 hvor strømmen separeres til en gassfase som passerer gjennom rørledning 136 og en væskefase som passerer gjennom rørledning 134. Gassfasen strømmer gjennom rørledning 136 til den andre metanforvarmeren 87 hvor dampen kjøler væsken innført til 87 via rørledning 130 via indirekte varmevekslingsanordning 89. Rørledning 138 fungerer som en strømningsrørledning mellom indirekte varmevekslingsanordning 89 i den andre metanforvarmeren 87 og den indirekte varmeoverføringsanordningen 95 i hovedmetanforvarmeren 74. Denne dampen forlater hovedmetanforvarmeren 74 via rørledning 140 som er sammenbundet med mellomtrinns-innløpet på metankompressoren 83.

Væskefasen som går ut av mellomtrinns flashtrommelen 92 via rørledning 134, reduseres ytterligere med hensyn på trykk ved passasje gjennom en trykkreduksjonsanordning illustrert som ekspansjonsventil 93. På nytt fordampes eller flashes en tredje andel av den flytendegj orte gassen. Fluidene fra ekspansjonsventil 93 passeres til slutt- eller lavtrinns flashtrommel 94. I flashtrommel 94 separeres en dampfase og føres gjennom rørledning 144 til den andre metanforvarmeren 87 hvor dampen fungerer som et kjølemiddel via indirekte varmevekslingsanordning 90, går ut av den andre metanforvarmeren via rørledning 146 som er sammenbundet med den første metanforvarmeren 74 hvor dampen fungerer som et kjølemiddel via indirekte varmevekslingsanordning 96 og omsider forlater den første metanforvarmeren via rørledning 148 som er sammenbundet med lavtrykks-åpningen på kompressor 83.

Det flytendegj orte naturgassproduktet fra flashtrommel 94 som er ved tilnærmet atmosfærisk trykk, passeres gjennom rørledning 142 til lagringsenheten. Lavtrykks, lavtemperatur LNG avkokt dampstrøm fra lagringsenheten og eventuelt dampen returnert fra kjølingen av rørledningene fra produksjonsanlegg til lager assosiert med LNG-lastesystemet, utvinnes fortrinnsvis ved å kombinere en slik strøm, eller strømmer, med lavtrykks flashdampene tilstede i enten rørledning 144, 146 eller 148; den valgte rørledningen er basert på et ønske om å motsvare dampstrømtemperaturene så nøyaktig som mulig.

Som vist i figur 1, kombineres høy-, mellom- og lavtrinnene av kompressor 83 fortrinnsvis som enkeltenhet. Imidlertid kan hvert trinn bestå som en separat enhet hvor enhetene er mekanisk koblet sammen til å drives av et enkelt drivhjul. Den komprimerte gassen fra lavtrinnsseksjonen passerer gjennom en mellomtrinnskjøler 85 og kombineres med mellomtrykkgassen i rørledning 140 før andretrinns kompresjonen. Den komprimerte gassen fra mellomtrinnet av kompressor 83 passeres gjennom en mellomtrinnskjøler 84 og kombineres med høyttrykksgassen i rørledning 140 før tredjetrinns kompresjonen. Den komprimerte gassen føres fra høyttrinns metankompressoren gjennom rørledning 150, kjøles i kjøler 86 og føres til høyttrykks propankjøleren via rørledning 152 som tidligere forklart.

Figur 1 viser ekspansjonen av den flytendegj orte fasen ved anvendelse av ekspansjons ventiler med påfølgende separasjon av gass og væskeandeler i kjøleren eller kondensatoren. Mens dette forenklede skjemaet er gjennomfør-bart og benyttes i noen tilfeller, er den ofte mer effektiv og effektfull til å utføre partiell fordamping og separasjonstrinn i separat utstyr, f.eks. en ekspansjonsventil og separat flashtrommel kan anvendes før strømningen av enten den separerte dampen eller væsken til en propankjøler. På lignende måte er visse prosesstrømmer som gjennomgår ekspansjon ideelle kandidater for anvendelse av en hydraulisk ekspander som del av trykkreduksjons-anordningen for derved å muliggjøre ekstraksjonen av arbeidsenergi og også å senke tofasetemperaturer.

Med hensyn til kompressoren/driverenhetene anvendt i prosessen, viser figur 1 enkeltvise kompressor/driverenheter (dvs. et enkelt kompresjonshjulverk) for propan-, etylen- og åpen-syklus metankompresjonstrinnene. I en foretrukket utførelse for en hvilken som helst kaskade-prosess, kan imidlertid prosesspålitelighet forbedres betydelig ved anvendelse av et multippelt kompresjonshjulverk som innbefatter to eller flere kompressor/- driverkombinasjoner i parallell istedenfor de viste enkeltvise kompressor/- driverenhetene. I tilfelle av at en kompressor/driverenhet blir utilgjengelig, kan prosessen fremdeles drives ved en redusert kapasitet.

Foretrukket utførelse av den oppfinneriske fierningsprosessen og apparat Vist i figur 2 er en foretrukket utførelse av benzen, andre aromater og/eller tyngre hydrokarbonkomponentfjerningsprosess og assosiert apparat. Som tidligere anført, oppstår tofasestrømmen matet til benzen/aromater/tyngre rester-fjerningskolonnen 60 via rørledning 118 fra kjølingen og partiell kondensering av strømmen i rørledning 116 via kjøling skaffet ved varmevekslingsanordning 56 i etylenkjøler 54. I en utførelse kjøles hele strømmen i rørledning 116.1 en foretrukket utførelse illustrert i figur 2, oppnås tofasestrømmen ved kjøling og partiell kondensering av en del av strømmen i rørledning 116 og denne andelen kombineres deretter med den gjenværende andelen av strømmen som kommer via rørledning 116.

Med henvisning til figur 2, splittes strømmen levert via rørledning 116 til en første strøm som strømmer i rørledning 450 og en andre strøm som strømmer i rørledning 452. Strømmen i rørledning 532 strømmer gjennom en valgfri ventil 532, fortrinnsvis en manuell reguleringsventil, til rørledning 454 som leverer den første strømmen til etylenkjøler 54 hvor strømmen gjennomgår minst partiell kondensasjon via indirekte varmevekslingsanordning 56 og går ut av anordningen via rørledning 458. Den andre strømmen i rørledning 452 strømmer gjennom en ventil 530, fortrinnsvis en reguleringsventil, inn i rørledning 456 som deretter kombineres med den første strømmen levert via rørledning 458. De kombinerte strømmene, nå en tofasestrøm, leveres til kolonnene 60 via rørledning 118. Fra et operasjonelt perspektiv skal lengden av rørledning 118 være tilstrekkelig til å sikre passende blanding av de to strømmene slik at likevektsbetingelsene nås. Mengden av væsker i tofasestrømmen i rørledning 118 reguleres fortrinnsvis via opprettholdelse av strømmene ved en ønsket temperatur. Dette oppnås på følgende måte. En temperaturtransduserende anordning 688 i kombinasjon med en føler slik som et termoelement plassert i rørledning 118, gir et inngangssignal 686 til en temperaturregulator 682. Også gitt til regulatoren ved drifts- eller computeralgoritme, er et settpunkt-temperatursignal 684. Regulatoren 682 reagerer på forskjellene i de to inngangene og overfører et signal 680 til strømningsreguleringsventilen 530 som er plassert i rørledningen hvor strømninger av andelen av strømmen leveres via rørledning 116 som ikke gjennomgår kjøling via varmevekslingsanordning 56 i kjøler 54. Det overførte signalet 680 skaleres til å være representativt for posisjonen på reguleringsventilen 530 som er påkrevet for å opprettholde strømnings-hastigheten som er nødvendig for å oppnå den ønskede temperaturen i rørledning 118.

Disse fødestrømmer til prosesstrinnet hvor benzen, andre aromater og/eller tyngre hydrokarbonkomponenter fjernes, er tofase prosesstrømmen fra etylenkjøler 54 levert via rørledning 118 til den øvre seksjonen av kolonne 60 og den metanrike strippegassen levert via rørledning 108. Selv om den er utledet i figur 1 til å komme fra fødegasstrømmen fra det første trinnet av propankjøling, kan denne strømmen komme fra et hvilket som helst sted i prosessen eller kan være en metanrik strøm utenfor prosessen. Som illustrert i figur 2, gjennomgår minst en andel av den metanrike strippegassen kjøling i varmeveksler 62 via indirekte varmevekslingsanordning 62 før den går inn i bunnen av kolonnen 60. Utslippsstrømmene fra dette oppfinneriske prosesstrinnet er tung-rest-redusert gasstrøm fra kolonne 60 produsert via rørledning 120 og den oppvarmede tung-rest-rike strømmen produsert via rørledning 119. Som illustrert i figur 2, produseres en tung-rest-rik strøm fra kolonne 60 og gjennomgår oppvarming i varmeveksler 62 via indirekte varmevekslingsanordning 66. På denne måte kan kolonneutslippet produsert via rørledning 114 kjøle strippegassen matet til kolonnen via rørledning 109.

Antallet teoretiske trinn i kolonne 60 vil være avhengig av sammensetningen av fødestrømmene til kolonnen. Generelt vil to (2) til femten (15) teoretiske trinn være påkrevet. Antallet foretrukne trinn er tre (3) til ti (10), enda mer foretrukket fire (4) til åtte (8) og fra et operasjonelt og kostnadsperspektiv er det mest foretrukne antallet ca. fem (5). De teoretiske trinnene kan være tilgjengelige via pakking, plater eller en kombinasjon derav. Generelt foretrekkes pakking i kolonner på mindre enn ca. 2 m diameter og plater på kolonner på mer enn ca. 2 m diameter. Som illustrert i figur 2, er den øvre seksjonen av kolonnen hvor tofasestrømmen i rørledning 118 er matet utformet til å lette gass/væskeseparasjon. Toppen av kolonnen inneholder fortrinnsvis en anordning for fjerning av dugg eller fjerning av medførte væsker fra dampstrømmen. Denne anordningen skal være plassert mellom innførselspunktet av rørledning 118 og utførselspunktet av rørledning 120. Som illustrert i figur 2, strømmer den tung-rest-rike væskestrømmen produsert via rørledning 114 gjennom reguleringsventil 97 og rørledning 117 til varmeveksler 62 hvor strømmen gir kjøling via indirekte varme-overføringsanordning 64 og produseres fra varmeveksler 62 via rørledning 119 som en oppvarmet tung-rest-rik strøm. Avhengig av driftstrykket i nedstrømsprosessene, kan kjølingsevnen for denne strømmen økes ved flashing til et lavere trykk ved strømning gjennom reguleringsventil 97. Denne prosesstrømmen produsert via rørledning 119 kan benyttes direkte eller gjennomgå påfølgende behandling for fjerningen av lettere komponenter. I den foretrukne utførelses formen illustrert i figur 2, mates strømmen til en metanfjerner 67.

Strømningshastigheten av tung-rest-rik væske fra kolonne 60 kan reguleres via forskjellige metodikker som er lett tilgjengelige for en fagmann på området. Reguleringsapparatet, som er illustrert i figur 2, er et foretrukket apparat og består av en nivåreguleringsanordning 600, også en føler, og en signaltransduser sammenbundet med nivåreguleringsanordningen, operasjonelt plassert i den nedre seksjon av kolonne 60. Regulatoren 600 etablerer et utgangssignal 602 som enten representerer strømningshastigheten i rørledning 114 som er nødvendig for å opprettholde et ønsket nivå i kolonne 60 eller indikerer at det virkelige nivået har overskredet et forutbestemt nivå. En strømningsmåleanordning og transduser 604 som operasjonelt er plassert i rørledning 114 etablerer et utgangssignal 606 som representerer den virkelige strømningshastigheten av fluidet i rørledning 114. Strømningsmåle-anordningen er fortrinnsvis plassert oppstrøms for reguleringsventilen for slik å unngå kontakt med en tofasestrøm. Signal 602 er fremskaffet som et settpunkt-signal til strømningsregulator 608. Signaler 602 og 608 er henholdsvis sammenlignet i strømningsregulator 608 og regulator 608 etablerer et utgangssignal 614 som er i respons til forskjellen mellom signalet 602 og 606. Signal 614 gis til reguleringsventil 97 og ventil 97 manipuleres i respons til signal 614. Et settpunkt-signal (ikke illustrert) som er representativt for et ønsket nivå i kolonne 60, kan manuelt tilføres nivåregulator 600 av en operator eller i alternativet kan det være under computerregulering via en reguleringsalgoritme. Avhengig av driftsbetingelsene anvendes drifts- eller datamaskinlogikk for å bestemme om regulering vil baseres på væskenivå eller strømningshastighet. I respons til den variable strømningshastighetinngangen av signal 606 og det valgte settpunkt-signalet, gir regulatoren 608 et utgangssignal 614 som er i respons til forskjellen mellom de respektive inngangs- og settpunkt-signalene. Dette signalet er skalert slik at det er representativt, som tilfelle kan være, på posisjonen på reguleringsventilen 97 som er nødvendig for å opprettholde strømningshastigheten av fluid i alt vesentlig likt med den ønskede strømningshastigheten eller væskenivået som i alt vesentlig er lik det ønskelige væskenivået, som kan være tilfelle.

I varmeveksleren 62 føres den tung-rest-rike strømmen, som kjøler den metanrike strippegasstrømmen, til varmeveksleren via rørledning 117. Tung-rest-rike strøm strømmer gjennom indirekte varmevekslingsanordning 66 og produseres fra varmeveksleren via rørledning 119. Graden hvorved metanrik strippegass kjøles av tung-rest-bærende strøm før innførselen i kolonnen, kan reguleres via forskjellige metodikker som er lett tilgjengelige for fagmenn på området. I en utførelse mates hele den metanrike strippegasstrømmen til varmeveksleren og kjølingsgraden reguleres av slike parametere som mengden av tung-rest-rik væskestrøm gjort tilgjengelig for varmeoverføring, varmeoverføringsoverflatearealene tilgjengelige for varmeoverføring og/eller oppholdstidene på fluidene som gjennomgår oppvarming eller kjøling som kan være tilfelle. I en foretrukket utførelse strømmer den metanrike strippegasstrømmen levert via rørledning 108 gjennom reguleringsventil 500 inn i rørledning 400 hvor strømmen splittes og overføres via rørledninger 402 og 403. Strømmen som strømmer gjennom 403 strømmer omsider gjennom indirekte varmeoverføringsanordning 64 i varmeveksler 62. En anordning for manipulering av de relative strømningshastighetene av fluid i rørledninger 402 og 403 fås i enten rørledninger 402 og 403 eller begge deler. Anordningene som er illustrert i figur 2 er enkle manuelle reguleringsventiler, anført som 502 og 504, som respektivt er festet til rørledninger 404 og 407. Imidlertid kan en reguleringsventil hvis posisjon er manipulert av en regulator og hvor inngangen til regulatoren består et settpunkt og et signal representativt på strømning i rørledning, slik som det diskutert ovenfor for tung-rest-bærende strømmer, substitueres for en eller begge av de manuelle regulerings ventilene. I alle fall drives ventilene slik at temperatur-tilnærmelsesforskj ellen på strømmene i rørledninger 117 og 404 til varmeveksler 62 ikke overskrider 10°C hvorpå det kan oppstå skade på varmeveksleren. Det kjølte fluidet forlater den indirekte varmeoverførings-anordningen 64 via rørledning 405 og kombineres ved et forbindelsespunkt med ukjølt metanrik strippegass levert via rørledning 407 for derved å danne den kjølte metanrike strippegasstrømmen som er levert til kolonnen via rørledning 109.

Operasjonelt plassert i rørledning 109 er en strømningstransduserende anordning 616 som i kombinasjon med en strømningsføler slik som en strupeskive (ikke illustrert) etablerer et utgangssignal 618 som representerer den virkelige strømningshastigheten på fluidet i rørledningen. Signal 618 fås som en prosessvariabelinngang til en strømningsregulator 620. Også skaffet enten manuelt eller via datautgangssignal er en settpunkt-verdi for strømningshastigheten representert ved signal 622. Strømningsregulatoren gir deretter et utgangssignal 624 som er i respons til forskjellen mellom de respektive inngangs- og settpunkt-signalene og som er skalert til å være representative for posisjonen på reguleringsventiler som er nødvendig for å opprettholde den ønskede strømningshastigheten i rørledning 109.

I en annen utførelse kan den relative strømningshastigheten av fluid gjennom rørledninger 402 og 403 reguleres ved å plassere en temperatur og en

transduser forbundet med anordningen, om så er nødvendig, i rørledning 109 og ved anvendelse av det resulterende utgang og en settpunkt-temperatur som inngang til en strømningsregulator som vil generere et utgangssignal som er i respons til forskjellen mellom de to signalene og skalert til å være representativt for en reguleringsventilposisjon som er nødvendig for å opprettholde den ønskede strømningshastigheten i rørledning 109. Slike reguleringsventiler kan anvendes istedenfor manuelle ventiler 502 og/eller 504.

I enda en annen utførelse avbildet i figur 3, reguleres temperaturen av strippegassen til kolonne 60 på følgende måte. Temperaturtransduser 704 i kombinasjon med en måleanordning slik som et termoelement operativt plassert i rørledning 117 gir et utgangssignal 708 som er representativt for den virkelige temperaturen på væske som strømmer i rørledning 117. Signal 708 fås som en første inngang til forholdskalkulatoren 700. Forholdskalkulator 700 er også utstyrt med et andre temperatursignal 706 som er representativt for temperaturen på fluid som strømmer inn i rørledning 109. Signal 706 oppstår i temperaturtransduser 702 hvis utgangssignal 706 er i respons til et føleelement slik som et termoelement operativt plassert i rørledning 109.1 respons til signaler 706 og 708 gir forholdskalkulator 700 et utgangssignal 710 som er representativt for forholdet mellom signaler 706 og 708. Signal 710 fås som en inngang til forholdsregulator 712. Forholdsregulator 712 fås også med et settpunkt-signal 714 som er representativt for det ønskede temperaturforholdet for fluidene som strømmer i rørledninger 109 og 114.1 respons til signaler 710 og 714, gir forholdsregulator 712 et utgangssignal 716 som er i respons til forskjellen mellom signaler 710 og 714. Signal 716 er skalert til å være representativt for posisjonen på reguleringsventil 534, som er operativt plassert i omløpsrørledning 718, som er påkrevet for å opprettholde det ønskede forholdet representert ved settpunkt-signal 714. Reguleringsventil 534 manipuleres i respons til signal 716.

I henhold til den mest foretrukne reguleringsmetodikken avbildet i figur 4 hvor like tallhenvisninger er anvendt for elementer vist i de tidligere figurene, en automatisk oppstarting av kolonne 60 lettes ved høy-utvelger 728. Det skal bemerkes at settpunktet 724 på temperaturregulator 722 ønskelig er satt til en temperatur som er forenlig med væsken i kolonnen 60. Imidlertid ved oppstartingen, vil temperaturen i rørledning 109 være ved eller nær omgivelsestemperatur. Følgelig ville det å forbinde signal 726 direkte for manipulering av ventil 536 gjøre at ventil 536 lukker og ikke tillater strømning av den varme tørrgassen til en kryogenisk separasjonskolonne 60 under oppstarting. Dette problemet overvinnes ved midlertidig valg av signal 742 for å manipulere ventil 536 som beskrevet ovenfor.

I respons til signaler 706 og 724 gir temperaturregulator 722 et utgangssignal 726 i respons til forskjellen mellom signaler 706 og 724. Signal 726 er skalert til å være representativt for plasseringen av reguleringsventil 536 som er operativt plassert i rørledning 108 som er påkrevet for å opprettholde den virkelige temperaturen på fluidet i rørledning 109 som i alt vesentlig er lik den ønskede temperaturen representert ved signal 724. Som tidligere anført, vil imidlertid den ønskede verdien for settpunkt-signal 724 ikke tillate oppstarting av kolonnen. Følgelig gis signal 726 til en signalvelger 728. Signalvelger 728 er også utstyrt med et regulerings signal 742 som er i respons til forskjellen mellom signaler 736 og 740 og er skalert til å være representativt for posisjonen på reguleringsventil 536 påkrevet for opprettholdelse av temperaturen på fluid i rørledning 119 som i alt vesentlig er lik den ønskede temperaturen representert ved signal 740. Ved oppstarting av kolonnen, vil den virkelige temperaturen på fluid i rørledning 119 være mindre enn den ønskede temperaturen representert ved signal 740. Følgelig ville det å forbinde signal 742 til ventil 536 gjøre at ventil 536 åpner seg for slik å senke temperaturen representert ved signal 706. Høy-utvelger 728 bestemmer hvilke av reguleringssignalene 726 og 742 som skal manipulere ventilen 536.

Oppstarting forløper som følger. Fødegass innføres i toppen av den kryogeniske separasjonskolonnen 60 i den øvre seksjonen. Når temperaturen på fødegassen kjøles til kondensasjonstemperaturen på den urenheten som skal fjernes, begynner et nivå av væske å bygge seg opp i kolonnen 60. Nivåregulator 600 føler nivået og dens utgang åpner ventil 97 i respons til signal 614. Lavtemperaturvæsken føres deretter til varmeveksler 62 og veksler varme med en varm tørrgasstrøm gjennom rørledning 108 og ventil 536. Ventil 536 åpnes innledningsvis ved signal 742 på settpunkt-temperatur. Etter at tørrgasstrømning er innledning, føler temperaturtransduser 702 en mye kaldere temperatur som resulterer i at signal 726 blir valgt av høy-utvelgeren 728. Oppstartingsreguleringene bistår operatøren i å gi en sikker oppstarting og å redusere nivået på nødvendig menneskelig tilsyn.

Den oppvarmede tung-rest-rike væskestrømmen fra varmeveksler 62 mates via rørledning 119 til metanfjerningskolonnen 67 som inneholder både rektifiserings- og strippeseksjoner. Rektifiserings- og strippeseksjonene kan inneholde atskilte trinn (f.eks. plater) eller kan sørge for kontinuerlig masseoverføring fra kolonnepakking (f.eks. sadler, stablingsringer, metalltråd, duk) eller en kombinasjon av det foregående. Generelt foretrekkes pakking for kolonner som har en diameter på mindre enn 2 m og atskilte trinn er foretrukket for kolonner som har en diameter på mindre enn 2 m. Antall teoretiske trinn i både rektifiserings- og strippeseksj onene av den ønskede sammensetningen på sluttproduktene og sammensetningen av fødestrømmen. Fortrinnsvis inneholder strippe- eller den nedre seksjonen 4 til 20 teoretiske trinn, mer foretrukket 8 til 12 teoretiske trinn, og mest foretrukket ca. 10 teoretiske trinn. På en lignende måte inneholder den øvre delen eller rektifiseringsdelen av kolonnen fortrinnsvis 4 til 20 teoretiske trinn, mer foretrukket 8 til 13 teoretiske trinn, og mest foretrukket ca. 10 teoretiske trinn.

En konvensjonell fordamper 524 er anordnet ved bunnen for å gi strippedamp. I den foretrukne utførelsen vist i figur 2, føres væske fra det laveste trinnet i metanfjerneren til fordamperen via rørledning 428 hvor fluidet er oppvarmet via en indirekte varmeoverføringsanordning 525 med et oppvarmingsmedium levert via rørledning 440 og returnert via rørledning 442 som er sammenbundet med strømningsreguleringsventil som i tur er forbundet med rørledning 444. Damp fra fordamperen returneres til metanfjerningskolonnen via rørledning 430 og væsker fjernes fra fordamperen via rørledning 432. Strømmen i rørledning 432 kan eventuelt kombineres i rørledning 436 med en andre væskestrøm produsert fra bunnen av metanfjerneren via en valgfri rørledning 434. Den totale væskestrømmen produsert fra metanfjerneren via rørledning 436 og/eller 432, som kan være tilfelle, kan eventuelt strømmen gjennom kjøler 520 og produseres via rørledning 438. En anordning for en regulering av væskestrømmen innsettes i en eller begge av de foregående rørledningene. I en utførelse som illustrert i figur 2, består strømningsreguleringsanordningen av reguleringsventil 522 som er innsatt mellom rørledninger 438 og 123. Posisjonen på reguleringsventilen 522 manipuleres av en strømningsregulator 632 som er i respons til forskjellene mellom et settpunkt-inngangssignal 628 fra en nivåreguleringsanordning 626 og den virkelige strømningshastigheten på fluid i rørledning 438 representert ved signal 631. En settpunkt-strømningshastighet 630 for nivåregulator 626 kan fås via drifts- eller datamaskinalgoirtme-inngang. Utgang fra regulatoren 632 er signal 634 som er skaler til å være representativ for posisjonen på reguleringsventilen 522 som er påkrevet for å opprettholde den ønskede strømningshastigheten i rørledning 438 for å opprettholde det ønskede nivået i 67.

Selv om forskjellige reguleringsteknikker er lett tilgjengelige for å regulere strømningshastigheten på strippedamp til kolonnen 67 via rørledning 430, er en foretrukket teknikk basert på temperaturen av den returnerte dampen. En temperaturtransduserende anordning 636 i kombinasjon med en føle-anordning slik som et termoelement plassert i rørledning 430 gir et inngangssignal 638 til en temperaturregulator 642. Også gitt til regulatoren ved drifts- eller datamaskinalgoritme er et settpunkt-temperatursignal 640. Regulatoren 642 er i respons til forskjellene mellom de to inngangene og overfører et signal 644 til strømningsreguleringsventilen 526 som er plassert i en rørledning som inneholder oppvarmingsmediumet, fortrinnsvis rørledninger 440 eller 444, mest foretrukket rørledning 444 som illustrert. Det overførte signalet 644 er skalert til å være representativt for posisjonen på reguleringsventilen 526 som er påkrevet for å opprettholde strømnings-hastigheten nødvendig for å oppnå den ønskede temperaturen i rørledning 440.

Et nytt aspekt med metanfjerningskolonnen er måten hvorved tilbake-strømningsvæsker genereres. Som illustrert i figur 2, går topproduktet ut fra metanfjerningskolonnen 67 via rørledning 410 hvor minst en del av strømmen er delvis kondensert ved strømning gjennom indirekte varmevekslingsanordning 510 i varmeveksler 62 som er kjølt via det tunge-rest-rike væskeproduktet fra tung-rest-fjearingskolonnen 60.1 en foretrukket utførelse er det tung-rest-rike væskeproduktet først anvendt for kjøling av minst en del av toppdampstrømmen og deretter anvendt for kjøling av den metanrike strippegasstrømmen. De kondenserte væskene som oppnås fra kjøling via den tung-rest-rike væskestrømmen, blir kilden for tilbake-strømning for metanfjerningskolonne 67. Fortrinnsvis skjer varmevekslingen mellom de to designerte strømmene i motstrøm. I en utførelse kan hele strømmen strømme til varmeveksler 62 på en måte som tidligere anført for kjølingen av hele metanstrippegassen. I en foretrukket utførelse som er illustrert i figur 2, splittes toppdampproduktet i rørledning 410 til strømmer som strømmer i rørledninger 412 og 414. Strømmen i rørledning 414 kjøles i varmeveksler 62 ved strømning av strømmen gjennom indirekte varmevekslingsanordning 510 i veksler 62 og den resulterende kjølte strømmen produseres via rørledning 418. De relative strømningshastighetene på dampstrømmene i rørledninger 412 og 414 eller 418 reguleres ved en strømningsreguleringsanordning, fortrinnsvis en strømningsreguleringsventil hvorigjennom toppdamp kan strømme uten å strømme gjennom varmeveksleren for derved å unngå reguleringen av et tofasefluid. Damp som strømmer i rørledning 412 strømmer gjennom strømningsregulerings-anordning 512 og produseres derfra via rørledning 416. Rørledninger 416 og 418 føres deretter sammen, noe som resulterer i en kombinert kjølt tofasestrøm som strømmer gjennom rørledning 420. Plassert i rørledning 420 er en temperaturtransduserende anordning 646, i kombinasjon med en temperaturføleanordning, fortrinnsvis et termoelement, som gir et signal 648 som er representativt på den virkelige temperaturen på fluidet som strømmer i rørledning 420 til temperaturregulator 652. En ønsket temperatur 650 føres også til regulatoren 652, enten manuelt eller via en regnealgoritme. Basert på sammenligning av inngangen via den transduserende anordningen 646 og settpunktet 650, gir regulatoren 652 så et utgangssignal 654 til ventilen 512 som er skalert til å manipulere ventilen 512 på en passende måte slik at settpunkt-temperaturen nås eller opprettholdes. Det resulterende tofasefluidet i rørledning 420 mates deretter til separator 514 hvorfra det produseres en metanrik dampstrøm via rørledning 422 og en tilbakestrømnings væskestrøm via rørledning 424.1 en annen foretrukket utførelse anvendes den forutgående metodikk, men den tunge-rest-rike strømmen i rørledning 117 anvendes først for kjøling av strømmen levert via rørledning 414 før kjøling av strømmen levert via rørledning 414. Som illustrert i figur 1, kan den metanrike dampstrømmen i rørledning 121 returneres til den åpne metansyklusen for påfølgende flytendegj øring. Trykket på metanfjerneren og assosiert utstyr reguleres ved automatisk manipulering av reguleringsventil 518 i respons til en trykktransduseranordning 656 som operativt er plassert i rørledning 422. Reguleringsventilen er sammenbundet på innløpssiden til rørledning 422 og på utløpssiden til rørledning 121 som fortrinnsvis er direkte eller indirekte forbundet med lavtrykks innløpsåpningen på metankompressoren, og den trykktransduserende anordningen 656 i kombinasjon med en føleanordning gir et signal 658 til en trykkregulator 660 som er representativ for det virkelige trykket i rørledning 422. Et settpunkt-trykksignal 662 gis også som inngang til trykkregulatoren 660. Regulatoren genererer så et responssignal 664 som er representativt for forskjellen mellom det trykkfølende anordningssignalet 658 og settpunkt-signalet 662. Signal 664 er skalert på en slik måte at den aktiverer ventilen 518 for tilnærmelse og opprettholdelse av settpunkt-trykket. I en utførelse er regulatoren og reguleringsventilen og eventuelt den trykkfølende transduseren 656 tilnærmet i en enkelt anordning som vanligvis kalles en mottrykksregulator.

Tilbakeløpet fra separatoren strømmer omsider til metanfjerneren. I den foretrukne utførelsen illustrert i figur 2, forlater tilbakeløpet separatoren 514 via rørledning 424, strømmer gjennom pumpe 516, og strømmer deretter gjennom rørledning 425, reguleringsventil 519, og rørledning 426 hvorpå strømmen innføres i den øvre seksjonen av metanfjerningskolonnen. I denne utførelsen reguleres strømningshastigheten på tilbakeløpet via inngang fra en nivåreguleringsanordning 666 som er i respons til en føleanordning plassert i den nedre seksjonen av separatoren 514. Regulator 666 genererer et signal

668 som er representativt for strømningshastigheten i rørledning 426 som er

nødvendig for å opprettholde det ønskede nivået i separator 514, signal 668 gis som en settpunkt-inngang til strømningsregulator 670 hvortil også mates et signal 671 som representerer den virkelige strømningshastigheten i rørledning 425. Regulatoren 670 genererer så et signal 674 til reguleringsventil 519 som er representativt for forskjellen i signaler og skalert for å gi den passende væskestrømningen gjennom strømningsreguleringsventilen 519 slik at væskenivået i separator 514 reguleres.

Regulatorene som tidligere er diskutert, kan anvende forskjellige velkjente reguleringsmåter slik som proporsjonal, proporsjonal-integral eller proporsjonal-integral-derivativ (PID). En digital datamaskin som har backup akkommodasjoner foretrekkes i den foretrukne utførelsen avbildet i figur 4 for beregning av de påkrevde reguleringssignaler basert på målte prosess-variabler samt settpunkter tilført datamaskinen. Enhver digital datamaskin som har software for avlesning av verdier av eksterne variabler og overføring av signaler til eksterne anordninger, er egnet til anvendelse. PID-regulatorene vist i figurer 2, 3 og 4 kan benytte de forskjellige måtene for regulering slik som proporsjonal, proporsjonal-integral eller proporsjonal-integral-derivativ. I den foretrukne utførelsen benyttes en proporsjonal-integral måte. Imidlertid er enhver regulator som har kapasitet for å akseptere to eller flere inngangs-signaler og produserer et skalert utgangssignal som er representativt for sammenligningen av de to inngangssignalene innenfor rammen av oppfinnelsen.

Skaleringen av et utgangssignal ved en regulator er velkjent på området for reguleringssystemer. I alt vesentlig kan utgangen av en regulator skaleres til å representere enhver ønsket faktor eller variabel. Et eksempel på dette er hvor en ønsket temperatur og en virkelig temperatur er sammenlignet med regulator. Regulatorens utgang kan være et signal som er representativt for en strømningshastighet på en »regulerings»-gass som er nødvendig for å gjøre de ønskede og virkelige temperaturene like. På den annen side kunne det samme utgangssignalet skaleres til å representere et trykk som er påkrevet for å gjøre de ønskede og de virkelige temperaturene like. Hvis reguleringsutgangen kan være i området 0-10 enheter, så kunne reguleringsutgangssignalet skaleres slik at en utgang med et nivå på 5 enheter tilsvarer 50% eller en spesifisert strømningshastighet eller en spesifisert temperatur. Den transduserende anordningen som anvendes for å måle parametere som karakteriserer en prosess i de forskjellige signalene generert derved, kan ha en rekke former eller formater. F.eks. kan regulerings-elementene i dette systemet implementeres ved anvendelse av elektrisk analog, digital elektronisk, pneumatisk, hydraulisk, mekanisk eller andre lignende typer utstyr eller kombinasjon av slike typer utstyr.

Selektive reguleringssløyfer anvendes i en rekke prosessituasjoner for valg av en passende reguleringshandling. Typisk tilsidesettes et normalt reguleringssignal av et andre reguleringssignal som har en høyere prioritet i tilfelle av visse prosessbetingelser. F.eks. kan farlige tilstander unngås, eller ønskelige trekk slik som automatisk oppstarting kan implementeres ved midlertidig valg av et andre reguleringssignal.

Den spesifikke hardware og/eller software som benyttes i slike feedback reguleringssystemer er velkjente på området for prosessanleggregulering. Jamfør f.eks. Chemical Engineering's Handbook, 5. utgave, McGraw-Hill, sider 22-1 til 22-147.

Mens spesifikke kryogeniske metoder, materialer, anordninger eller utstyr og reguleringsinstrumenter henvises til her, skal det forstås at slike spesifikke resitasjoner ikke skal anses begrensende, men er ment å være illustrerende og fremsatt for en beste måten i henhold til den foreliggende oppfinnelsen.

EKSEMPEL I

Dette eksempelet viser via datamaskinsimulering effektiviteten av prosessen beskrevet i beskrivelsen for fjerningen av benzen og tyngre komponenter fra en metanbasert strøm straks før flytendegj øring av den metanbaserte strømmen i betydelig andel. Strømningshastignetene er representative for dem som eksisterer i et 2,5 millioner tonn/år LNG-anlegg som anvender den flytendegj ørende teknologien vist i figurer 1 og 2. Benzenkonsentrasj onene i de metanbaserte gasstrømmene anvendt i dette eksempelet, er ansett å være representative for konsentrasjonene som eksisterer for de mange natur-gasstrømmer ved dette sted i prosessen. Imidlertid er de metanbaserte gasstrømmene ansett å være relativt magre med hensyn på tyngre hydrokarbonkomponenter (dvs. C3+). Simuleringsresultater ble oppnådd ved anvendelse av Hyproteck's Process Simulation HYSIM, versjon 386/C2.10, Prop. Pkg PR/LK.

Vist i tabell 1 er sammensetning-, temperatur-, trykk- og fasebetingelsene på innløpsstrømmene og utløpsstrømmene til tung-rest-fjerningskolonnen. Simuleringen er basert på kolonnen inneholdende 5 teoretiske trinn. Den partielt kondenserte strømmen, også referert til som tofasestrømmen, som senere vil gjennomgå flytendegjøring i betydelig andel, mates først til det øverste trinnet i kolonnen (trinn 1). Temperaturen på denne strømmen er - 80,3°C og trykket er 587,0 psia. Som tidligere anført har denne strømmen gjennomgått partiell kondensasjon slik at strømmen er 98,24 mol% damp.

Den kjølte metanrike strippegassen matet til det nederste trinnet (trinn 5) er tatt fra oppstrømsstedet vist i figur 1. Denne strømmen kjøles fra tilnærmet 17°C til -23 °C via motstrøms varmeveksling med den tung-rest-rike væskestrømmen produsert fra trinn 5.1 løpet av slik varmeveksling som vist i figur 2, oppvarmes denne strømmen fra tilnærmet -61°C til tilnærmet 17°C. Denne strømmen kan også anvendes for å kjøle toppdampene fra metanfjerningskolonnen. Vist i tabell 2 er de simulerte temperaturene, trykkene og de relative strømningshastighetene for hver fase på en trinnvis basis inne i kolonnen. Vist i tabell 3 for hvert trinn er de respektive væske- og damplikevektssammensetninger.

Den oppvarmede tung-rest-rike strømmen fødes deretter til metanfjerningskolonnen som inneholder rektifiserings- og strippeseksj oner hvorfra det produseres en metan/etan-rik strøm som fortrinnsvis resirkuleres som føde til høyttrinns-innløpsåpningen på metankompressoren og en strøm rik på naturgassvæsker.

Prosessens effektivitet for fjerning av aromater/tyngre komponenter er illustrert ved en sammenligning av de kombinerte nitrogen-, metan- og etan molprosentene i fødestrømmene til trinn 1 og 5 og produktet fra trinn 1. Disse prosentene for hver strøm er henholdsvis 99,88, 99,89 og 99,94 mol%. Prosessen produserer derfor et produkt som er betydelig anriket med disse lette komponentene enn for begge de to gassholdige fødestrømmene.

Prosessens effektivitet for fjerning av benzen og tyngre aromater er illustrert ved en sammenligning av anrikningsforhold som er definert til å være molprosenten av komponenten i væskeproduktet fra trinn 5 dividert med molprosenten av komponenten av dampproduktet fra trinn 1. Ved anvendelse av benzen som et eksempel, er de respektive molfraksjonene 0,1616E-04 og 0,00352. Dette resulterer i et anrikningsforhold på tilnærmet 220.

Et ytterligere grunnlag for å illustrere prosessens effektivitet er anrikningsforhold for C3+-komponentene i fødestrømmene til trinn 1 og 5 og væskeproduktstrømmen produsert fra trinn 1. Dette forholdet varierer fra ca. 45 for propan til ca. 200 for n-oktan. De respektive forholdene mellom produktstrømmene varierer fra ca. 50 for propan til ca. 20.000 for n-oktan.

EKSEMPEL II

Dette eksempelet viser, som det foregående, via datamaskinsimulering effektiviteten av prosessen beskrevet i beskrivelsen for fjerningen av benzen og tyngre komponenter fra en metanbasert gasstrøm straks før flytendegjøring av strømmen i betydelig andel. Strømningshastighetene er representative for dem som eksisterer i et 2,5 million tonn/år LNG-anlegg som anvender den flytendegj ørende teknologien vist i figurer 1 og 2. Benzenkonsentrasj onene i de metanrike fødestrømmene anvendt i dette eksempelet, er ansett å være representative for konsentrasjonene som eksisterer for mange gasstrømmer ved dette sted i prosessen. Imidlertid er konsentrasjonene av etan og tyngre komponenter i gasstrømmen blitt økt signifikant for derved å representere en rikere gasstrøm som gjør at det blir en større belastning på prosessen for fjerningen av begge disse komponentene og benzen. Dette eksempelet illustrerer i nærmere detalj prosessens evne til å fjerne benzen og tyngre hydrokarbonkomponenter samtidig. I tillegg illustrerer dette eksempelet benzenfjerningsprosessens evne til å tolerere signifikante prosessoppstillinger i formen av signifikante økninger i etan- og tyngre hydrokarbonkonsentrasjoner uten å signifikant påvirke benzenfjerningsprosessens effektivitet og drift. Videre illustrerer dette eksempelet prosessens evne til å utvinne tyngre hydrokarboner som en separat, flytende strøm. Simuleringsresultater ble oppnådd ved anvendelse av Hyprotech's Process Simulation HYSIM, versjon 386/C2.10, Prop. Pkg

PR/LK.

Vist i tabell 4 er sammensetning-, temperatur-, trykk- og fasebetingelsene på innløpsstrømmene og utløpsstrømmene til tung-rest-fjearingskolonnen. Simuleringen er basert på kolonnen inneholdende 5 teoretiske trinn. Den partielt kondenserte strømmen, også referert til som tofasestrømmen, som vil gjennomgå flytendegjøring i betydelig andel, mates først til det øverste trinnet i kolonnen (trinn 1). Temperaturen på denne strømmen er -68,4°C og trykket er 596,0 psia. Som anført i beskrivelsen har denne strømmen gjennomgått partiell kondensasjon slik at strømmen er 94,04 mol% damp.

Den metanrike strippestrømmen matet til det nederste trinnet (trinn 5), er tatt fra oppstrømsstedet vist i figur 1. Denne strømmen er kjølt fra tilnærmet - 23°C via motstrøms varmeveksling med væskeproduktstrømmen produsert fra trinn 5. Som anført i tabell 4 har denne strømmen gjennomgått partiell kondensasjon under kjølingen.

Vist i tabell 5 er de simulerte temperaturene, trykkene og de relative strømningshastighetene for hver fase på en trinnvis basis inne i kolonnen. Vist i tabell 6 for hvert trinn er de respektive væske- og damplikevekts-sammensetningene.

Prosessens effektivitet for fjerning av tyngre komponenter er illustrert ved en sammenligning av de kombinerte nitrogen-, metan- og etanmolprosenter i fødestrømmene respektivt til trinn 1 og 5 og produkttrinnet fra trinn 1. Disse prosentene er henholdsvis 97,85, 97,30 og 99,37 mol%. Prosessen produserer en produktstrøm som er betydelig anriket med disse komponentene enn for begge de to gassholdige fødestrømmene.

Prosessens effektivitet for fjerning av benzen og tyngre aromater er illustrert ved en sammenligning av anrikningsforhold som for benzen er som definert i eksempel 1. De respektive molfraksjonene er 0,003E-04 og 0,00923, som således resulterer i et anrikningsforhold på tilnærmet 30.

Et ytterligere grunnlag for å illustrere prosessens effektivitet er anriknings-forholdene for C3+-komponentene i fødestrømmene til trinn 1 og 5 og væskeproduktstrømmen produsert fra trinn 1. Dette forholdet varierer fra ca.

19 for propan til ca. 30 for n-oktan. De respektive forholdene mellom produktstrømmene varierer fra ca. 67 for propan til ca. 19.000 for n-oktan.

Claims

1. Fremgangsmåte for fjerning og konsentrering av hydrokarboner med høyere molekylvekt fra en metanbasert gasstrøm, karakterisert ved at den omfatter trinnene: (a) kondensering av en mindre andel av den metanbaserte gasstrømmen for derved å produsere en tofasestrøm; (b) mating av tofasestrømmen til den øvre seksjonen av en kolonne; (c) fjerning fra den øvre seksjonen av kolonnen av en tung-rest-redusert gasstrøm; (d) fjerning fra den lavere seksjonen av kolonnen av en tung-rest-rik væskestrøm; (e) kontaktbehandling via indirekte varmeveksling av den tung-rest-rike væskestrømmen med en metanrik strippegasstrøm for derved å produsere en oppvarmet tung-rest-rik strøm og en kjølt metanrik strippegasstrøm; (f) mating av den kjølte metanrike strippegasstrømmen til den nedre seksjonen av kolonnen; og (g) kontaktbehandling av tofasestrømmen og den kjølte metanrike strippegasstrømmen i kolonnen for derved å produsere den tung-rest-reduserte gasstrømmen og den tung-rest-rike væskestrømmen.

2. Fremgangsmåte som angitt i krav 1, karakterisert ved at trinn (a) består av det å splitte den metanbaserte gasstrømmen til en første strøm og en andre strøm, kjøling av den første strømmen for derved å produsere en partielt kondensert første strøm, og kombinering av den partielt kondenserte første strømmen med den andre strømmen for derved å produsere tofasestrømmen.

3. Fremgangsmåte som angitt i krav 2, karakterisert ved at mengden av væsker i tofasestrømmen reguleres ved å bestemme for den metanbaserte gasstrømmen en tofasestrømtemperatur som tilsvarer det ønskede væskeinnholdet ved likevektsbetingelser, måling av temperaturen på tofasestrømmen, opprettholdelse av konstant strømningshastighet av den første strømmen og mengden av kjøling gitt til strømmen, og justering av strømningshastigheten av den andre strømmen i respons til tofasestrømtemperaturen slik at denne nærmer seg den beregnede tofasestrømtemperatur.

4. Fremgangsmåte som angitt i krav 1, karakterisert ved at den ytterligere omfatter trinnet (h) sekvensiell kjøling av den metanbaserte gasstrømmen før trinn (a) ved å føre gasstrømmen gjennom minst en indirekte varmevekslingsanordning i kontakt med en første kjølemiddelstrøm for å produsere en kjølt metanbasert gasstrøm og føring av den kjølte metanbaserte gasstrømmen gjennom minst en indirekte varmevekslingsanordning i kontakt med en andre kjølemiddelstrøm hvor kokepunktet på den andre kjølemiddelstrømmen er mindre enn kokepunktet på den første kjølemiddelstrømmen for derved å produsere matestrømmen til trinn (a).

5. Fremgangsmåte som angitt i krav 4, karakterisert ved at den første kjølemiddelstrømmen i det vesentligste består av propan og den andre kjølemiddelstrømmen består i det vesentligste av etan, etylen eller en blanding derav.

6. Fremgangsmåte som angitt i krav 4, karakterisert ved at den ytterligere omfatter: (i) uttrekking av en sidestrøm fra den metanbaserte gasstrømmen ved et sted nedstrøms for en av de indirekte varmevekslingsanordningene og anvendelse av sidestrømmen som den metanrike strippegassen i trinn (e).

7. Fremgangsmåte som angitt i krav 4, karakterisert ved at kjølingen med minst en indirekte varmevekslingsanordning i kontakt med en første kjølemiddelstrøm består av å føre gasstrømmen som skal kjøles gjennom to eller flere indirekte varmevekslingsanordninger på sekvensiell måte og hvor det første kjølemiddelet til hver slik indirekte varmevekslingsanordning er blitt flashet til en progressivt lavere temperatur og trykk på en sekvensiell måte og hvor kjølingen med minst en indirekte varmevekslingsanordning i kontakt med en andre kjølemiddelstrøm består av å føre gasstrømmen som skal kjøles gjennom to eller flere indirekte varmevekslingsanordninger på en sekvensiell måte og hvor det andre kjølemiddelet til hver indirekte varmevekslingsanordning er blitt flashet til en progressivt lavere temperatur og trykk på en sekvensiell måte.

8. Fremgangsmåte som angitt i krav 7, karakterisert ved at tre indirekte varmevekslingsanordninger anvendes for kjøling med den første kjølemiddelstrømmen og to eller tre indirekte varmevekslingsanordninger anvendes for kjøling med den andre kjølemiddelstrømmen, hvor trykket på den metanbaserte fødegassen er 500-900 psia, spesielt 575-650 psia.

9. Fremgangsmåte som angitt i krav 1, karakterisert ved at den ytterligere omfatter: (h) mating av den oppvarmede tung-rest-rike strømmen i trinn (e) til en metanfjerner som består av en fraksjoneringskolonne, en fordamper og en kondensator for derved å produsere en tung-rest-rik væskestrøm og en metanrik dampstrøm.

10. Fremgangsmåte som angitt i krav 9, karakterisert ved at en betydelig andel av kjøleytelsen for kondensatoren fås av den tung-rest-rike væskestrømmen produsert i trinn (d) eller trinn (e), og/eller ved strømning gjennom en indirekte varmevekslingsanordning i kontakt med den tunge-rest-rike væskestrømmen i trinn (d) og den resulterende behandlede tung-rest-rike væskestrømmen blir den tung-rest-bærende fødestrømmen til trinn (e).

11. Fremgangsmåte som angitt i krav 10, karakterisert ved at kjøleytelsen fås ved splitting av toppdampstrømmen til en første dampstrøm og en andre dampstrøm, kjøling og partiell kondensering av første strøm via indirekte varmeveksling med den tunge-rest-rike væskestrømmen i trinn (d) for derved å produsere en kjølt, partielt kondensert første strøm, kombinering av den første strømmen og den andre strømmen, mating av den kombinerte strømmen til en gass-væskeseparator hvorfra produseres tilbakeløpsstrømmen til fraksjonseringskolonnen og den metanrike damp strømmen.

12. Fremgangsmåte som angitt i krav 11, karakterisert ved at strømningshastigheten av tilbakeløpsstrømmen reguleres ved å beregne for toppdampstrømmen en tofasestrømtemperatur som tilsvarer det ønskede væskeinnholdet ved likevektsbetingelser, måling av temperaturen på tofasestrømmen, opprettholdelse av konstant strømningshastighet av den første strømmen og mengden av kjøling gitt til strømmen, og justering av strømningshastigheten av den andre strømmen i respons til tofasestrømtemperaturen slik at den beregnede tofasestrømtemperaturen nås.

13. Fremgangsmåte som angitt i krav 10, karakterisert ved at den omfatter mellom trinn (d) og (e) de ytterligere trinn: (i) flashing av den tunge-rest-rike væskestrømmen til et lavere trykk for derved å ytterligere senke temperaturen på strømmen.

14. Fremgangsmåte som angitt i krav 13, karakterisert ved at den ytterligere omfatter trinnet (j) kondensering av den tunge-rest-reduserte gasstrømmen for derved å produsere en flytende naturgasstrøm.

15. Fremgangsmåte som angitt i krav 14, karakterisert ved at kondenseringen består i at den tung-rest-reduserte gasstrømmen føres gjennom en indirekte varmevekslingsanordning kjølt med den andre kjølemiddelstrømmen, hvor trykket på den metanbaserte gasstrømmen er 500-900 psia.

16. Fremgangsmåte som angitt i krav 15, karakterisert ved at den ytterligere omfatter trinnene (k) flashing av det flytende produktet i trinn G) i ett eller flere trinn til tilnærmet atmosfærisk trykk for derved å produsere en LNG-produktstrøm og en eller flere metandampstrømmer;

(1) komprimering av mesteparten av dampstrømmene i trinn (k) til et trykk på 500-900 psia, (m) kjøling av den komprimerte dampstrømmen i trinn (1); og (n) kombinering av den resulterende kjølte strømmen med den metanbaserte gasstrømmen matet til trinn (a) eller det resulterende produktet fra en av de indirekte varmevekslingsanordningene i trinn (h).

17. Fremgangsmåte som angitt i krav 16, karakterisert ved at den metanrike dampstrømmen i trinn (h) kombineres med en av dampstrømmene i trinn (k) før trinn (1), særlig hvor trykket på den metanbaserte fødegassen og gasstrømmen fra trinn (1) er 575-650 psia.

18. Fremgangsmåte som angitt i krav 1 og/eller 17, karakterisert ved at kolonnen forsynes med to til femten teoretiske trinn for gass-væskekontakt, særlig med tre til ti teoretiske trinn.

19. Fremgangsmåte for fjerning av benzen og andre aromater fra en metanbasert gasstrøm, karakterisert ved at den består av trinnene: (a) kondensering av en mindre andel av den metanbaserte gasstrømmen for derved å produsere en tofasestrøm; (b) mating av tofasestrømmen til den øvre seksjonen av en kolonne; (c) fjerning fra den øvre seksjonen av kolonnen av en benzen/aromat-redusert gasstrøm; (d) fjerning fra den nedre seksjonen av kolonnen av en benzen/aromatrik væskestrøm; (e) kontaktbehandling via indirekte varmeveksling av den benzen/aromatrike væskestrømmen med en metanrik strippegasstrøm for derved å produsere en oppvarmet benzen/aromatrik strøm og en kjølt metanrik strippegasstrøm; (f) mating av den kjølte metanrike strippegasstrømmen til den nedre seksjonen av kolonnen; og (g) kontaktbehandling av tofasestrømmen og den kjølte metanrike strippegasstrømmen i kolonnen for derved å produsere den benzen/aromat-reduserte gasstrømmen og den benzen/aromatrike væskestrømmen.

20. Fremgangsmåte som angitt i krav 19, karakterisert ved at trinn (a) består av det å splitte den metanbaserte gasstrømmen til en første strøm og en andre strøm, kjøling av den første strømmen for derved å produsere en partielt kondensert første strøm, og kombinering av den partielt kondenserte første strømmen med den andre strømmen for derved å produsere tofasestrømmen.

21. Fremgangsmåte som angitt i krav 20, karakterisert ved at mengden av væsker i tofasestrømmen reguleres ved å bestemme for den metanbaserte gasstrømmen en tofasestrømtemperatur som tilsvarer det ønskede væskeinnholdet ved likevektsbetingelser, måling av temperaturen av tofasestrømmen, opprettholdelse av konstant strømningshastighet på den første strømmen og mengden av kjøling gitt til strømmen, og justering av strømningshastigheten på den andre strømmen i respons til tofasestrømtemperaturen slik at denne nærmer seg den beregnede tofasestrømtemperaturen.

22. Fremgangsmåte som angitt i krav 19, karakterisert ved at den ytterligere omfatter trinnet (h) sekvensiell kjøling av den metanbaserte gasstrømmen før trinn (a) ved å føre gasstrømmen gjennom minst en indirekte varmevekslingsanordning i kontakt med en første kjølemiddelstrøm for derved å produsere en kjølt metanbasert gasstrøm og føring av den kjølte metanbaserte gasstrømmen gjennom minst en indirekte varmevekslingsanordning i kontakt med en andre kjølemiddelstrøm hvor kokepunktet på den andre kjølemiddelstrømmen er mindre enn kokepunktet på den første kjølemiddelstrømmen for derved å produsere fødestrømmen til trinn (a).

23. Fremgangsmåte som angitt i krav 22, karakterisert ved at den første kjølemiddelstrømmen i det vesentligste består av propan og den andre kjølemiddelstrømmen består i det vesentligste av etan, etylen eller en blanding derav.

24. Fremgangsmåte som angitt i krav 22, karakterisert ved at den ytterligere omfatter: (i) uttrekking av en sidestrøm fra den metanbaserte gasstrømmen ved et sted nedstrøms for en av de indirekte varmevekslingsanordningene og anvendelse av sidestrømmen som den metanrike strippegassen i trinn (e).

25. Fremgangsmåte som angitt i krav 22, karakterisert ved at kjølingen med minst en indirekte varmevekslingsanordning i kontakt med en første kjølemiddelstrøm består av å føre gasstrømmen som skal kjøles gjennom to eller flere indirekte varmevekslingsanordninger på sekvensiell måte og hvor det første kjølemiddelet til hver slik indirekte varmevekslingsanordning er blitt flashet til en progressivt lavere temperatur og trykk på en sekvensiell måte og hvor kjølingen med minst en indirekte varmevekslingsanordning i kontakt med en andre kjølemiddelstrøm består av å føre gasstrømmen som skal kjøles gjennom to eller flere indirekte varmevekslingsanordninger på en sekvensiell måte og hvor det andre kjølemiddelet til hver indirekte varmevekslings-anordning er blitt flashet til en progressivt lavere temperatur og trykk på en sekvensiell måte.

26. Fremgangsmåte som angitt i krav 25, karakterisert ved at tre indirekte varmevekslingsanordninger anvendes for kjøling med den første kjølemiddelstrømmen og to eller tre indirekte varmevekslingsanordninger anvendes for kjøling med den andre kjølemiddelstrømmen, hvor trykket på den metanbaserte fødegassen er 500-900 psia, spesielt 575-650 psia.

27. Fremgangsmåte som angitt i krav 19, karakterisert ved at den ytterligere omfatter: v (h) mating av den oppvarmede benzen/aromatrike strømmen i trinn (e) til en metanfjerner som består av en fraksjoneringskolonne, en fordamper og en kondensator for derved å produsere en benzen/aromatrik væskestrøm og en metanrik dampstrøm.

28. Fremgangsmåte som angitt i krav 27, karakterisert ved at en hovedandel av kjøleytelsen for kondensatoren fås av den benzen/aromatrike væskestrømmen produsert i trinn (d) eller trinn (e), og/eller fås ved strømning gjennom en indirekte varmevekslingsanordning i kontakt med den benzen/aromatrike væskestrømmen i trinn (d) og den resulterende behandlede benzen/aromatrike væskestrømmen blir den benzen/aromat-bærende fødestrømmen til trinn (e).

29. Fremgangsmåte som angitt i krav 28, karakterisert ved at kjøleytelsen fås ved splitting av toppdampstrømmen til en første dampstrøm og en andre dampstrøm, kjøling og partiell kondensering av den første strømmen via indirekte varmeveksling med den benzen/aromatrike væskestrøm i trinn (d) for derved å produsere en kjølt, partielt kondensert første strøm, kombinering av den første strømmen og den andre strømmen, mating av den kombinerte strømmen til en gass-væskeseparator hvorfra produseres tilbakeløpsstrømmen til fraksjonerings-kolonnen og den metanrike dampstrømmen, hvor strømningshastigheten på tilbakeløpsstrømmen reguleres ved å beregne for toppdampstrømmen en tofasestrømtemperatur som tilsvarer det ønskede væskeinnholdet ved likevektsbetingelser, måling av temperaturen på tofasestrømmen, opprettholdelse av konstant strømningshastighet på den første strømmen og mengden av kjøling gitt til strømmen, og justering av strømningshastigheten på den andre strømmen i respons til tofasestrømtemperaturen slik at den beregnede tofasestrømtemperaturen nås.

30. Fremgangsmåte som angitt i krav 28, karakterisert ved at den ytterligere omfatter mellom trinn (d) og (e) de ytterligere trinnene: (i) flashing av den benzen/aromatrike væskestrømmen til et lavere trykk for derved ytterligere å senke temperaturen på strømmen, (j) kondensering av den benzen/aromat-reduserte gasstrømmen for derved å produsere en flytende naturgasstrøm.

31. Fremgangsmåte som angitt i krav 30, karakterisert ved at kondenseringen består i at den benzen/aromat-reduserte gasstrømmen føres gjennom en indirekte varmevekslingsanordning kjølt med den andre kjølemiddelstrømmen, hvor trykket på den metanbaserte gasstrømmen er 500-900 psia.

32. Fremgangsmåte som angitt i krav 31, karakterisert ved at den ytterligere omfatter trinnene: (k) flashing av det flytende produktet i trinn (j) i ett eller flere trinn til tilnærmet atmosfærisk trykk for derved å produsere en LNG-produktstrøm og en eller flere metandampstrømmer;

33. Fremgangsmåte som angitt i krav 32, karakterisert ved at den metanrike dampstrømmen i trinn (h) kombineres med en av dampstrømmene i trinn (k) før trinn (o), særlig hvor trykket på den metanbaserte fødegassen og gasstrømmen fra trinn (1) er

575-650 psia.

34. Fremgangsmåte som angitt i krav 19 og/eller 33, karakterisert ved at kolonnen forsynes med to til femten teoretiske trinn for gass-væskekontakt, særlig med tre til ti teoretiske trinn.

35. Apparat for utførelse av fremgangsmåten ifølge krav 1 eller 19, karakterisert ved at det omfatter: (a) en kondensator (54); (b) en kolonne (60); (c) en varmeveksler (62) som sørger for indirekte varmeveksling mellom to fluider; (d) en rørledning (118,458) mellom kondensatoren (54) og den øvre seksjonen av kolonnen (60) for strømning av en tofasestrøm til kolonnen (60); (e) en andre rørledning (120) forbundet til den øvre seksjonen av kolonnen (60) for fjerningen av en dampstrøm fra kolonnen (60); (f) en rørledning (109,405) mellom kolonnen (60) og varmeveksleren (62) for strømning av en kjølt gasstrøm fra varmeveksleren (62); (g) en rørledning (114,117) mellom kolonnen (60) og varmeveksleren (62) for strømning av en væskestrøm fra kolonnen (60); (h) en rørledning (119) forbundet med varmeveksleren (62) for strømning av en oppvarmet væskestrøm fra varmeveksleren (62); og (i) en rørledning (108,400,403,404) forbundet med varmeveksleren (62) for strømning av en gasstrøm til varmeveksleren (62); og valgfritt en trykkreduksjonsanordning (97) plassert i rørledning (g) (114,117).

36. Apparat som angitt i krav 35, karakterisert ved at det ytterligere omfatter (j) en første rørledning (116); (k) en splitteanordning forbundet med den første rørledningen (116);

(1) en andre rørledning (452) og en tredje rørledning (450,454) forbundet med splitteanordningen hvor den tredje rørledningen (450,454) er forbundet med kondensatoren (54); (m) en reguleringsventil (530) forbundet ved innløpssiden til den andre rørledningen (452); (n) en rørledning (456) forbundet ved utløpssiden av reguleringsventilen (530); (o) en forbindelse- eller kombineringsanordning forbundet med rørledningen (456) i punkt (n) og rørledningen (118,458) i punkt (d) før tilkoblingen med kolonnen; (p) en temperaturføler (688) med føleelement plassert i rørledning (118) i punkt (d) mellom forbindelsesanordningen og forbindelsen med kolonnen (60); og (q) en reguleringsanordning (682) operativt festet til reguleringsventilen (530) og operativt i respons til inndata mottatt fra temperaturføleanordningen (688) i punkt (p) og et temperatur-settpunkt.

37. Apparat som angitt i krav 35, karakterisert ved at kolonnen inneholder 2-12 teoretiske trinn, særlig at den ytterligere omfatter to eller flere indirekte varmevekslingsanordninger (6,24,30,44) plassert på en sekvensiell måte, rørledninger (102,104,106,110,112,116) mellom hver varmevekslingsanordning for den sekvensielle strømning av et felles fluid gjennom varmevekslerne hvorpå den siste rørledningen (116) er forbundet med kondensatoren (54) i punkt (a), rørledninger (212,214,218,304,306,308,310,311,314,316,320) til og fra hver varmeveksler som sørger for strømningen av et kjølemiddel til hver varmeveksler og hvor rørledningen (108,400,403,404) i punkt (i) er i strømningskommunikasjon med en av de ovennevnte rørledninger for strømning av et felles fluid mellom varmevekslerne, særlig hvor propan anvendes som kjølemiddelet i minst én av varmevekslingsanordningene; og etan, etylen eller en blanding derav anvendes som kjølemidler i minst én av varmevekslingsanordninger.

38. Apparat som angitt i krav 35, karakterisert ved at det ytterligere omfatter: (j) en fraksjoneringskolonne (67); (k) en fordamper (524); (1) en andre kondensator (62,418,420,510,514); (m) en topproduktrørledning (410,414) som forbinder den øvre seksjonen av fraksjoneringskolonnen (67) til kondensatoren (62,418,420,510,514) for fjerning av toppdampen, en tilbakestrømningsrørledning (424,425,426) som forbinder kondensatoren (62,418,420,510,514) til fraksjoneringskolonnen (67) for tilbakeføring av tilbakestrømnings-fluidet, en dampproduktrørledning (121,422) forbundet med kondensatoren (62,418,420,510,514) for fjerning av ukondenserte damper; (n) en bunnproduktrørledning (428) som forbinder den nedre seksjonen av fraksjoneringskolonnen (67) til fordamperen (524), en damprørledning (430) for tilbakeføring av strippedamp til fraksjoneringskolonnen (67), og en bunnproduktlinje (432) forbundet med fordamperen (524) for fjerning av ufordampet produkt fra fordamperen (524); og hvor rørledningen (119) i punkt (h) er forbundet med fraksjoneringskolonnen (67) ved et punkt mellom de teoretiske trinnene fra topp til bunn, særlig hvor kondensatoren (62,418,420,510,514) i punkt (1) består av en indirekte varmevekslingsanordning (510), hvor kjølemiddel til en slik anordning fås ved en forbindelse som sammenbinder kjølesiden av den indirekte varmevekslingsanordningen til rørledningen (114,117) i punkt (g)

39. Apparat som angitt i krav 38, karakterisert ved at det ytterligere omfatter

(0) en trykkreduksjonsanordning (97) plassert i rørledning (g) (114,117); eller (p) en rørledning (116) forbundet med kondensator i punkt (a). (q) en kompressor (83) forbundet ved innløpsåpningen til damprørledningen (121,140) i punkt (m); og (r) en rørledning som forbinder utløpsåpningen av kompressorelementet (p) (83) til rørledningen (116) i punkt (o).

40. Apparat som angitt i krav 37, karakterisert ved at det ytterligere omfatter: (j) en fraksjoneringskolonne (67); (k) en fordamper (524);

(1) en andre kondensator (62,418,420,510,514); (m) en topproduktrørledning (410,414) som forbinder den øvre seksjonen av fraksjoneringskolonnen (67) til kondensatoren (62,418,420,510,514) for fjerning av toppdampen, en tilbakestrømningsrørledning (424,425,426) som forbinder kondensatoren (62,418,420,510,514) til fraksjonerings-kolonnen (67) for tilbakeføring av tilbakestrømsfluidet, en dampproduktrørledning (121,422) forbundet med kondensatoren (62,418,420,510,514) for fjerning av ukondenserte damper; (n) en bunnproduktrørledning (428) som forbinder den nedre seksjonen av fraksjoneringskolonnen (67) til fordamperen (524), en damprørledning (430) for tilbakeføring av strippedamp til fraksjoneringskolonnen (67), og en bunnproduktlinje (432) forbundet med fordamperen (524) for fjerning av ufordampet produkt fra fordamperen (524); og hvor rørledningen (119) i punkt (h) er forbundet med fraksjonerings-kolonnen (67) ved en midtpunktlokalisering, særlig hvor apparatet ytterligere omfatter (o) en kompressor (83) forbundet ved innløpsåpningen til damprørledningen i punkt (m) (121,422) og (p) rørledning som forbinder utløpsåpningen av kompressoren til en av de felles strømningsrørledningene (102,104,106,110,112,116) i krav 37. 41. Apparat for utførelse av fremgangsmåten ifølge krav 1 eller 19, karakterisert ved at det omfatter: (a) en kryogenisk separasjonskolonne (60) for partiell kondensering av en fødegasstrøm i en LNG-utvinningsprosess; (b) anordning (114,117) for uttrekking av en væskekondensatstrøm fra den kryogeniske separasjonskolonnen (60); (c) en varmeveksler (62) assosiert med den kryogeniske separasjonskolonnen (60); (d) anordning for føring av væskekondensatstrømmen gjennom varmeveksleren; (e) anordning for føring av en varm tørrgasstrøm gjennom varmeveksleren (62) og deretter til den kryogeniske separasjonskolonnen (60), hvor den varme tørrgasstrømmen kjøles ved indirekte varmeveksling med væskekondensatstrømmen i varmeveksleren; (f) en omløpsrørledning (718) som har en første reguleringsventil (534) som er operativt plassert deri for omløp av den varme tørrgasstrømmen rundt varmeveksleren (62); (g) anordning (702) for etablering av et første signal (706) som er representativt for den virkelige temperaturen på den varme tørrgasstrømmen som går ut av varmeveksleren (62); (h) anordning (704) for etablering av et andre signal (708) som er representativt for den virkelige temperaturen på væskekondensatstrømmen som går inn i varmeveksleren (62); (i) anordning (700) for dividering av det første signalet (706) med det andre signalet (708) for å etablere et tredje signal (710) som er representativt for forholdet mellom det første signalet (706) og det andre signalet (708); (j) anordning for etablering av et fjerde signal (714) som er representativt for en ønsket verdi for forholdet representert ved det tredje signalet (710); (k) anordning (712) for sammenligning av det tredje signalet (710) og det fjerde signalet (714) og etablering av et femte signal (716) som er i respons til forskjellen mellom det tredje signalet (710) og det fjerde signalet (714), hvor det femte signalet (716) er skalert til å være representativt for posisjonen på den første reguleringsventilen (534) som er nødvendig for å opprettholde det virkelige forholdet representert ved det tredje signalet (710) i alt vesentlig likt med det ønskede forholdet representert ved det fjerde signalet (714); og (m) anordning for regulering av den første reguleringsventilen (534) i omløpsrørledningen (718) i respons til det femte signalet (716).

42. Apparat som angitt i krav 41, karakterisert ved at det ytterligere omfatter: anordning (600) for etablering av et sjette signal (602) som er skalert til å være representativt for strømningshastigheten på væskekondensatstrømmen som er nødvendig for å opprettholde et ønsket væskenivå i den kryogeniske separasjonskolonnen (60); anordning (97,608,614) for å regulere strømningshastigheten på væskekondensatstrømmen i respons til det sjette signalet; særlig hvor apparatet ytterligere omfatter: en andre reguleringsventil (536) operativt plassert slik at den skal regulere strømning av den varme tørrgasstrømmen; og anordning (728,730) for manipulering av den andre reguleringsventilen i respons til temperaturen valgt fra paret av temperaturer som består av: i. den virkelige temperaturen på den varme tørrgasstrømmen som går ut av varmeveksleren; og ii. den virkelige temperaturen på væskekondensatstrømmen som går ut av varmeveksleren.

43. Apparat som angitt i krav 42, karakterisert ved at anordningene for regulering av den andre reguleringsventilen (536) omfatter: anordning (734) for etablering av et syvende signal (736) som er representativt for den virkelige temperaturen på væskekondensatstrømmen som går ut av varmeveksleren (62); anordning for etablering av et åttende signal (740) representativt for den ønskede temperaturen på væskekondensatstrømmen som går ut av varmeveksleren; anordning (738) for sammenligning av det syvende signalet (736) og det åttende signalet (740) for å etablere et niende signal (742) i respons til forskjellen mellom det syvende signalet (736) og det åttende signalet (740), hvor det niende signalet (742) er skalert til å være representativt for posisjonen på den andre reguleringsventilen (536) som er nødvendig for å opprettholde den virkelige temperaturen på væskekondensatstrømmen som går ut av varmeveksleren (62) representert ved det syvende signalet (736) som i alt vesentlig er likt den ønskede temperaturen representert ved det åttende signalet (740); anordning for etablering av et tiende signal (724) som er representativt for den ønskede temperaturen på den varme tørrgasstrømmen som går ut av varmeveksleren (62) representert ved det første signalet (706); anordning (722) for sammenligning av det første signalet (706) og det tiende signalet (724) for å etablere et ellevte signal (726) i respons til forskjellen mellom det første signalet (706) og det tiende signalet (724), hvor det ellevte signalet (726) er skalert til å være representativt for posisjonen på den andre reguleringsventilen (536) som er nødvendig for å opprettholde den virkelige temperaturen på den varme tørrgasstrømmen som går ut av varmeveksleren som i alt vesentlig er lik den ønskede verdien representert ved det tiende signalet (724); anordning (728) for etablering av et tolvte signal (730) valgt som det ene av det niende signalet (742) og det ellevte signalet (726) som har den høyere verdien; og anordning for regulering av den andre reguleringsventilen (536) i respons til det tolvte signalet (730).

44. Fremgangsmåte for å regulere temperaturen i en varmeveksler utstyrt med en omløpsrørledning som har en første reguleringsventil som er operativt forbundet i denne, hvilken varmeveksler er assosiert med en kryogenisk separasjonskolonne som fjerner en benzenkontaminant fra en fødestrøm i en LNG-utvinningsprosess, karakterisert ved at den omfatter: uttrekking av en væskekondensatstrøm ved en kryogenisk temperatur fra den kryogeniske separasjonskolonnen; føring av væskekondensatstrømmen gjennom varmeveksleren; føring av en varm tørrgasstrøm gjennom varmeveksleren og deretter innføring av den varme tørrgasstrømmen i den kryogeniske separasjonskolonnen, hvor den varme tørrgasstrømmen kjøles ved indirekte varmeveksling med væskekondensatstrømmen i varmeveksleren; etablering av et første signal som er representativt for den virkelige temperaturen på den varme tørrgasstrømmen som går ut av varmeveksleren; etablering av et andre signal som er representativt for den virkelige temperaturen på væskekondensatstrømmen som går inn i varmeveksleren; dividering av det første signalet med det andre signalet for å etablere et tredje signal som er representativt for forholdet mellom det første signalet og det andre signalet; etablering av et fjerde signal som er representativt for den ønskede verdien for det tredje signalet; sammenligning av det tredje signalet og det fjerde signalet og etablering av et femte signal som er i respons til forskjellen mellom det tredje signalet og det fjerde signalet, hvor det femte signalet skaleres til å være representativt for posisjonen på den første reguleringsventilen som er nødvendig for å opprettholde det virkelige forholdet representert ved det tredje signalet til å være i alt vesentlig likt det ønskede forholdet representert ved det fjerde signalet; og regulering av den første reguleringsventilen i omløpsrørledningen i respons til det femte signalet.

45. Fremgangsmåte som angitt i krav 44, karakterisert ved at den ytterligere omfatter de følgende trinn: etablering av et sjette signal skalert til å være representativt på strømningshastigheten av væskekondensatstrømmen som er nødvendig for å opprettholde ét ønsket væskenivå i den kryogeniske separasjonskolonnen; og regulering av strømningshastigheten av væskekondensatstrømmen i respons til det sjette signalet.

46. Fremgangsmåte som angitt i krav 44, karakterisert ved at en andre reguleringsventil er operativt plassert slik at den regulerer strømningshastigheten på den varme tørrgasstrømmen, hvor den ytterligere omfatter trinnene: regulering av den andre reguleringsventilen i respons til en temperatur valgt fra paret av temperaturer som består av: i) den virkelige temperaturen på den varme tørrgasstrømmen som går ut av varmeveksleren; og ii) den virkelige temperaturen på væskekondensatstrømmen som går ut av varmeveksleren.

47. Fremgangsmåte som angitt i krav 46, karakterisert ved at trinnene for regulering av den andre reguleringsventilen omfatter: etablering av et syvende signal som er representativt for den virkelige temperaturen på væskekondensatstrømmen som går ut av varmeveksleren; etablering av et åttende signal som er representativt for den virkelige temperaturen på væskekondensatstrømmen som går ut av varmeveksleren; sammenligning av det syvende signalet og det åttende signalet for å etablere et niende signal i respons til forskjellen mellom det syvende signalet og det åttende signalet, hvor det niende signalet skaleres til å være representativt for posisjonen av den andre reguleringsventilen som er nødvendig for å opprettholde den virkelige temperaturen på væskekondensatstrømmen som går ut av varmeveksleren representert ved det syvende signalet som i alt vesentlig er likt den ønskede temperaturen representert ved det åttende signalet; etablering av et tiende signal representativt for den ønskede temperaturen av den varme tørrgasstrømmen som går ut av varmeveksleren representert ved det andre signalet; sammenligning av det andre signalet og det tiende signalet for å etablere et ellevte signal i respons til forskjellen mellom det andre signalet og det tiende signalet, hvor det ellevte signalet skaleres til å være representativt for posisjonen av den andre reguleringsventilen som er nødvendig til å opprettholde den virkelige temperaturen på den varme tørrgasstrømmen som går ut av varmeveksleren i alt vesentlig lik den ønskede verdien representert ved det tiende signalet; etablering av et tolvte signal valgt som det ene av det niende signalet og det ellevte signalet med den høyere verdien; og regulering av den andre reguleringsventilen i respons til det tolvte signalet.