NO339457B1 - Fremgangsmåte og system for kjøling av en naturgasstrøm, og separering av den avkjølte strøm i forskjellige fraksjoner - Google Patents

Fremgangsmåte og system for kjøling av en naturgasstrøm, og separering av den avkjølte strøm i forskjellige fraksjoner Download PDF

Info

Publication number
NO339457B1
NO339457B1 NO20074831A NO20074831A NO339457B1 NO 339457 B1 NO339457 B1 NO 339457B1 NO 20074831 A NO20074831 A NO 20074831A NO 20074831 A NO20074831 A NO 20074831A NO 339457 B1 NO339457 B1 NO 339457B1
Authority
NO
Norway
Prior art keywords
methane
fluid
fraction
fluid fraction
expansion
Prior art date
Application number
NO20074831A
Other languages
English (en)
Other versions
NO20074831L (no
Inventor
Cornelis Antonie Tjeenk Willink
Marco Betting
Jacob Michiel Brouwer
Pascal Van Eck
Original Assignee
Twister Bv
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Twister Bv filed Critical Twister Bv
Publication of NO20074831L publication Critical patent/NO20074831L/no
Publication of NO339457B1 publication Critical patent/NO339457B1/no

Links

Classifications

    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F25—REFRIGERATION OR COOLING; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS; MANUFACTURE OR STORAGE OF ICE; LIQUEFACTION SOLIDIFICATION OF GASES
    • F25J—LIQUEFACTION, SOLIDIFICATION OR SEPARATION OF GASES OR GASEOUS OR LIQUEFIED GASEOUS MIXTURES BY PRESSURE AND COLD TREATMENT OR BY BRINGING THEM INTO THE SUPERCRITICAL STATE
    • F25J3/00—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification
    • F25J3/02—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification by rectification, i.e. by continuous interchange of heat and material between a vapour stream and a liquid stream
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F25—REFRIGERATION OR COOLING; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS; MANUFACTURE OR STORAGE OF ICE; LIQUEFACTION SOLIDIFICATION OF GASES
    • F25J—LIQUEFACTION, SOLIDIFICATION OR SEPARATION OF GASES OR GASEOUS OR LIQUEFIED GASEOUS MIXTURES BY PRESSURE AND COLD TREATMENT OR BY BRINGING THEM INTO THE SUPERCRITICAL STATE
    • F25J3/00—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification
    • F25J3/02—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification by rectification, i.e. by continuous interchange of heat and material between a vapour stream and a liquid stream
    • F25J3/0204—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification by rectification, i.e. by continuous interchange of heat and material between a vapour stream and a liquid stream characterised by the feed stream
    • F25J3/0209—Natural gas or substitute natural gas
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B01—PHYSICAL OR CHEMICAL PROCESSES OR APPARATUS IN GENERAL
    • B01D—SEPARATION
    • B01D45/00—Separating dispersed particles from gases or vapours by gravity, inertia, or centrifugal forces
    • B01D45/12—Separating dispersed particles from gases or vapours by gravity, inertia, or centrifugal forces by centrifugal forces
    • B01D45/16—Separating dispersed particles from gases or vapours by gravity, inertia, or centrifugal forces by centrifugal forces generated by the winding course of the gas stream, the centrifugal forces being generated solely or partly by mechanical means, e.g. fixed swirl vanes
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B01—PHYSICAL OR CHEMICAL PROCESSES OR APPARATUS IN GENERAL
    • B01D—SEPARATION
    • B01D53/00—Separation of gases or vapours; Recovering vapours of volatile solvents from gases; Chemical or biological purification of waste gases, e.g. engine exhaust gases, smoke, fumes, flue gases, aerosols
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F25—REFRIGERATION OR COOLING; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS; MANUFACTURE OR STORAGE OF ICE; LIQUEFACTION SOLIDIFICATION OF GASES
    • F25J—LIQUEFACTION, SOLIDIFICATION OR SEPARATION OF GASES OR GASEOUS OR LIQUEFIED GASEOUS MIXTURES BY PRESSURE AND COLD TREATMENT OR BY BRINGING THEM INTO THE SUPERCRITICAL STATE
    • F25J3/00—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification
    • F25J3/02—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification by rectification, i.e. by continuous interchange of heat and material between a vapour stream and a liquid stream
    • F25J3/0228—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification by rectification, i.e. by continuous interchange of heat and material between a vapour stream and a liquid stream characterised by the separated product stream
    • F25J3/0233—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification by rectification, i.e. by continuous interchange of heat and material between a vapour stream and a liquid stream characterised by the separated product stream separation of CnHm with 1 carbon atom or more
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F25—REFRIGERATION OR COOLING; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS; MANUFACTURE OR STORAGE OF ICE; LIQUEFACTION SOLIDIFICATION OF GASES
    • F25J—LIQUEFACTION, SOLIDIFICATION OR SEPARATION OF GASES OR GASEOUS OR LIQUEFIED GASEOUS MIXTURES BY PRESSURE AND COLD TREATMENT OR BY BRINGING THEM INTO THE SUPERCRITICAL STATE
    • F25J3/00—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification
    • F25J3/02—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification by rectification, i.e. by continuous interchange of heat and material between a vapour stream and a liquid stream
    • F25J3/0228—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification by rectification, i.e. by continuous interchange of heat and material between a vapour stream and a liquid stream characterised by the separated product stream
    • F25J3/0238—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification by rectification, i.e. by continuous interchange of heat and material between a vapour stream and a liquid stream characterised by the separated product stream separation of CnHm with 2 carbon atoms or more
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F25—REFRIGERATION OR COOLING; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS; MANUFACTURE OR STORAGE OF ICE; LIQUEFACTION SOLIDIFICATION OF GASES
    • F25J—LIQUEFACTION, SOLIDIFICATION OR SEPARATION OF GASES OR GASEOUS OR LIQUEFIED GASEOUS MIXTURES BY PRESSURE AND COLD TREATMENT OR BY BRINGING THEM INTO THE SUPERCRITICAL STATE
    • F25J2200/00—Processes or apparatus using separation by rectification
    • F25J2200/02—Processes or apparatus using separation by rectification in a single pressure main column system
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F25—REFRIGERATION OR COOLING; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS; MANUFACTURE OR STORAGE OF ICE; LIQUEFACTION SOLIDIFICATION OF GASES
    • F25J—LIQUEFACTION, SOLIDIFICATION OR SEPARATION OF GASES OR GASEOUS OR LIQUEFIED GASEOUS MIXTURES BY PRESSURE AND COLD TREATMENT OR BY BRINGING THEM INTO THE SUPERCRITICAL STATE
    • F25J2200/00—Processes or apparatus using separation by rectification
    • F25J2200/70—Refluxing the column with a condensed part of the feed stream, i.e. fractionator top is stripped or self-rectified
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F25—REFRIGERATION OR COOLING; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS; MANUFACTURE OR STORAGE OF ICE; LIQUEFACTION SOLIDIFICATION OF GASES
    • F25J—LIQUEFACTION, SOLIDIFICATION OR SEPARATION OF GASES OR GASEOUS OR LIQUEFIED GASEOUS MIXTURES BY PRESSURE AND COLD TREATMENT OR BY BRINGING THEM INTO THE SUPERCRITICAL STATE
    • F25J2205/00—Processes or apparatus using other separation and/or other processing means
    • F25J2205/02—Processes or apparatus using other separation and/or other processing means using simple phase separation in a vessel or drum
    • F25J2205/04—Processes or apparatus using other separation and/or other processing means using simple phase separation in a vessel or drum in the feed line, i.e. upstream of the fractionation step
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F25—REFRIGERATION OR COOLING; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS; MANUFACTURE OR STORAGE OF ICE; LIQUEFACTION SOLIDIFICATION OF GASES
    • F25J—LIQUEFACTION, SOLIDIFICATION OR SEPARATION OF GASES OR GASEOUS OR LIQUEFIED GASEOUS MIXTURES BY PRESSURE AND COLD TREATMENT OR BY BRINGING THEM INTO THE SUPERCRITICAL STATE
    • F25J2205/00—Processes or apparatus using other separation and/or other processing means
    • F25J2205/10—Processes or apparatus using other separation and/or other processing means using combined expansion and separation, e.g. in a vortex tube, "Ranque tube" or a "cyclonic fluid separator", i.e. combination of an isentropic nozzle and a cyclonic separator; Centrifugal separation
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F25—REFRIGERATION OR COOLING; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS; MANUFACTURE OR STORAGE OF ICE; LIQUEFACTION SOLIDIFICATION OF GASES
    • F25J—LIQUEFACTION, SOLIDIFICATION OR SEPARATION OF GASES OR GASEOUS OR LIQUEFIED GASEOUS MIXTURES BY PRESSURE AND COLD TREATMENT OR BY BRINGING THEM INTO THE SUPERCRITICAL STATE
    • F25J2270/00—Refrigeration techniques used
    • F25J2270/12—External refrigeration with liquid vaporising loop
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F25—REFRIGERATION OR COOLING; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS; MANUFACTURE OR STORAGE OF ICE; LIQUEFACTION SOLIDIFICATION OF GASES
    • F25J—LIQUEFACTION, SOLIDIFICATION OR SEPARATION OF GASES OR GASEOUS OR LIQUEFIED GASEOUS MIXTURES BY PRESSURE AND COLD TREATMENT OR BY BRINGING THEM INTO THE SUPERCRITICAL STATE
    • F25J2270/00—Refrigeration techniques used
    • F25J2270/60—Closed external refrigeration cycle with single component refrigerant [SCR], e.g. C1-, C2- or C3-hydrocarbons

Description

Oppfinnelsen angår en fremgangsmåte og et system for å kjøle en naturgasstrøm og separere den nedkjølte gasstrøm i forskjellige fraksjoner, for eksempel ved metan, etan, propan, butan og kondensater.
I olje- og gassindustrien blir naturgass produsert, behandlet og transportert til sluttbrukere.
Gassbehandling kan omfatte flytendegjøring av minst en del av naturgass-strømmen. Hvis en naturgasstrøm blir flytendegj ort, kan det oppnås en rekke såkalte naturgassvæsker (NGL) som omfatter flytende naturgass eller LNG (som hovedsakelig omfatter metan eller Cieller CH4), etan (C2), flytende petroleumsgass eller LPG (som hovedsakelig omfatter propan og butan eller C3og C4) og kondensat (som hovedsakelig omfatter Cs+-fraksjoner).
Dersom gassen blir produsert og transportert til regionale kunder via en rørledning (nett), blir varmeverdien av gassen begrenset til spesifikasjoner. For rikere gasstrømmer krever dette behandling midtstrøms for å gjenvinne C2+-væsker som blir solgt som restprodukter.
Hvis den regionale gassproduksjonen overstiger det regionale gassforbruk, kan ikke kostbare gassoverføringsnett rettferdiggjøres og følgelig kan gassen flytendegj øres til LNG som kan skipes som gods. Ved produksjon av Crvæsker blir C2+-væsker produsert samtidig og solgt som biprodukter.
Tradisjonelle NGL-gjenvinningsanlegg er basert på kryogene kjøleprosesser for å kondensere de lettere produktene i gasstrømmen. Disse kjøleprosessene omfatter: mekanisk kjøling (MR), Joule Thompson (JT)-ekspansjon og turboekspandere (TE), eller en kombinasjon (feks. MR-JT). Disse NGL-gjenvinningsprosessene er blitt optimalisert over de siste 10 år med hensyn til spesifikk kompresjonsytelse (dvs. MW/ton NGL/hr). Disse optimaliseringene omfatter ofte: 1) smart utveksling av varme mellom forskjellige prosesstrømmer, 2) forskjellige matetrau/matebrett i fraksjoneringssøylen/kolonnen og 3) rektifisering av mager olje (dvs. søylerefluks).
Det faktiske operasjonstrykk er mest følsomt for den spesifikke kompresjonsytelse i fraksjoneringssøylen. Jo høyere operasjonstrykk jo lavere blir den spesifikke kompresjonsytelse, men jo lavere blir også den relative flyktigheten mellom komponentene i fraksjoneringen (feks. Ci- C2+ for en av-metaniserer, C2- - C3+ for en av etaniserer etc), noe som fører til flere trau og følgelig en større søyle og/eller mindre renhet i den overliggende strøm.
Det europeiske patent 0182643 og US patentene 4 061 481, 4 140 504, 4 157 904, 4 171 964 og 4 278 457 til Ortloff Corporation beskriver forskjellige fremgangsmåter for å behandle naturgasstrømmer når gasstrømmen blir kjølt og separert i forskjellige fraksjoner, for eksempel metan, etan, propan, butan og kondensater.
En ulempe med de kjente kjøle- og separeringsmetoder er at de omfatter stor og dyr kjøling og kjøleenheter som har et svært høyt energiforbruk. Disse kjente metodene er enten basert på isentalpiske kjølemetoder (dvs. Joule Thompson kjøling og mekanisk kjøling) eller nær isentropiske kjølemetoder (dvs. turboekspander, syklonekspansjons- og separasjonsinmetninger). De nær isentropiske metoder er mest energieffektive, men normalt også de mest kostbare når det brukes turboekspandere. Imidlertid er syklonekspansjons- og separasjonsinnretninger mer kostnadseffektive mens de samtidig opprettholder en høy energieffektivitet, selv om de er mindre effektive enn turboekspanderinnretninger.
Bruk av en kostnadseffektiv syklonekspansjons- og separasjonsinnretning i kombinasjon med en isentalpisk kjølesyklus (for eksempel ekstern kjølesyklus) kan gjenopprette den maksimalt oppnåelige energieffektivitet.
Det er derfor et formål med oppfinnelsen å tilveiebringe en fremgangsmåte som angitt i krav 1 og et system som angitt i krav 4 for å kjøle og separere en naturgasstrøm som er mer effektiv og mindre omfattende og rimeligere enn kjente fremgangsmåter.
Ifølge oppfinnelsen er det tilveiebrakt en fremgangsmåte for å kjøle en naturgasstrøm og separere den kjølte gasstrøm i forskjellige fraksjoner med forskjellige kokepunkt, for eksempel metan, etan, propan, butan og kondensater, idet fremgangsmåten omfatter:
å kjøle gasstrømmen i minst én varmeveksler,
å separere den kjølte gasstrøm i en innløpsseparasjonstank til en metananriket fluidfraksjon og en metanutarmet fluidfraksjon,
å mate metanutarmet fluidfraksjon fra innløpsseparasjonstanken til en fraksjoneringssøyle hvor metanrik fluidfraksjon blir separert fra metanmager fluidfraksjon,
å mate minst en del av den metananrikede fluidfraksjon fra innløpsseparasjons-tanken til en syklonekspansjons- og separasjonsinnretning hvor fluidfraksjonen blir ekspandert og derved ytterligere kjølt og separert til en metanrik, vesentlig gassformig fluidfraksjon og en metanutarmet, vesentlig flytende fluidfraksjon, og
å mate den metanutarmede fluidfraksjon fra syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen til fraksjoneringssøylen for ytterligere separasjon,
idet syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen omfatter:
a) en sammenstilling av virvelgivende skovler for å bevirke en virvlende bevegelse av den metananrikede fluidfraksjon anordnet oppstrøms av en dyse hvor en metananriket
fluidfraksjons blir akselerert og ekspandert for derved ytterligere å bli kjølt slik at sentrifugalkreftene separerer den virvlende fluidstrøm til en metanrik fluidfraksjon og en metanutarmet fluidfraksjon, eller
b) en strupeventil med en utløpsdel som er forsynt med en virvelgivende anordning som bevirker en virvlende bevegelse av fluidstrømmen som strømmer gjennom
fluidutløpskanalen for derved å få væskedråper til å virvle mot den ytre periferi av fluidutløpskanalen og koalesere.
Fortrinnsvis blir naturgasstrømmen kjølt i en varmevekslersammenstilling som omfatter en første varmeveksler og en kjøleenhet, slik at den metananrikede fluidfraksjon leveres til et innløp av syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen som har en temperatur mellom -20 og -60 grader Celsius og den kjølte metananrikede fraksjon fra syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen bringes til å passere gjennom en første varmeveksler for å kjøle gasstrømmene.
Det er også foretrukket at varmevekslersammenstillingen videre omfatter en andre varmeveksler hvor den kjølte naturgasstrøm fra den første varmeveksler blir ytterligere kjølt før naturgasstrømmen blir ført til kjøleenheten, og at det kalde fluid fra en bunndel av fraksjoneringssøylen vil bli levert til den andre varmeveksler for kjøling av naturgasstrømmen i denne varmeveksler.
Det er videre foretrukket at det benyttes en syklonekspansjons- og separasjonsinnretning som er fremstilt av selskapet Twister B.V. og solgt under varemerket "Twister". Forskjellige utførelser av denne syklonekspansjons- og separasjonsinnretning er beskrevet i den internasjonale patentsøknad WO 03/029739, EP 1 017 465, US 6 524 368 og US 6 776 825. Kjølingen inne i syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen kan etableres ved å akselerere matestrømmen i dysen til en transonisk eller supersonisk hastighet. I transonisk eller supersonisk tilstand vil trykket falle til typisk en faktor på 1/3 av matetrykket, og i mellomtiden vil temperaturen falle til typisk en faktor på % i forhold til matetemperaturen. Forholdet mellom T-fallet pr. enhet P-fall for en gitt matesammensetning ble bestemt med den isentropiske effektivitet av ekspansjonen som vil være minst 80 %. Den isentropiske effektivitet uttrykker de friksjons- og varmetap som oppstår inne i syklonekspansjons- og separasj ons innretningen.
Oppfinnelsen skal beskrives nærmere i det følgende under henvisning til tegningene, der: fig. 1 er et flytskjema av en fremgangsmåte og et system for å kjøle og fraksjonere en naturgasstrøm i overensstemmelse med oppfinnelsen,
fig. 2A viser et langsgående, seksjonert riss av en syklonekspansjons- og separasjonsinnretning forsynt med en JT-strupeventil som er forsynt med en fluidvirvleanordning,
fig. 2B viser et forstørret riss av utløpskanalen av strupeventilen på fig. IA,
fig. 2C illustrerer virvelbevegelsen av fluidstrømmen i utløpskanalen av strupeventilen på fig. 2A og 2B, og
fig. 2D viser konsentrasjonen av væskedråper i den ytre periferi av utløpskanalen av strupeventilen på fig. 2A og 2B.
Fig. 1 viser et flytskjema av en fremgangsmåte og et system ifølge oppfinnelsen for å kjøle og fraksjonere en naturgasstrøm.
En naturgasstrøm CxHy blir komprimert fra omtrent 60 bar til mer enn 100 bar i en matekompressor 20 og først kjølt i en luftkjøler 21, slik at mturgasstrømmen får et trykk på omtrent 100 bar når den blir ført til den første gass-gass-varmeveksler 1. Naturgasstrømmen blir deretter kjølt i en andre varmeutveksler 2 og deretter i en kjøleenhet 3. Naturgasstrømmen ut fra den andre varmeveksler 2 blir separert i en innløpsseparator 4 til en metananriket fraksjon 5 og en metanutarmet fraksjon 6.
Den metanutarmede fraksjon 6 blir ført til en fraksjoneringssøyle/kolonne 7 mens den metananrikede fraksjon 5 blir matet til en syklonekspansjons- og separasjonsinnretning 8.
Syklonekspansjon- og separasjonsinnretningen 8 omfatter virvelskovler 9, en dyse 10 hvor den virvlende fluidblanding blir akselerert til transonisk eller supersonisk hastighet, et sentralt hovedfluidutløp 11 for å avgi en metananriket fluidfraksjon CH4fra separatoren 8 og ved et ytre, andre fluidutløp for å avgi en kondenserbar, anriket og metanmager andre fluidfraksjon til et ledningsrør 13. Den andre fluidfraksjon blir ført via ledningsrøret 13 til fraksjoneringssøylen 7.
Den første varmeveksler 1 er en gass-gass-varmeveksler hvor naturgass-strømmen CH4blir kjølt med den magre hovedgasstrøm CH4fra det sentrale hovedutløp 11 av syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen 8. Den forhåndskjølte matestrøm ut fra den første varmeveksler 1 blir ytterligere kjølt i den andre varmeveksler 2 som kan være en gass-væske-varmeveksler som blir kjølt ved å mate den med væske fra ett eller flere av bunntrauene i fraksjoneringssøylen 7 som vist med pilene 14 og 15. Den forhåndskjølte naturgassmatestrøm blir så superkjølt i kjøleenheten 3 som blir drevet av en kjølemaskin (enten en mekanisk kjøleenhet eller en absorpsjonskjølemaskin).
Væskene som dannes under denne 3-trinns forhåndskjølingsrute blir separert fra en fremdeles gassformig, metananriket fraksjon i innløpsseparatoren 4 og matet til ett av de nedre trauene i fraksjoneringssøylen 7 siden den inneholder alle de tunge produkter som finnes i matingen (dvs. C4+).
Gassen som kommer over toppen av innløpsseparatoren er mager i forhold til de tyngre hydrokarboner (feks. inneholder hovedsakelig C4-). Den dype NGL-ekstrahering (f.eks. C2-C4) utføres i den sykloniske ekspansjons- og separasjonsinnretning 8 hvor gassen blir ekspandert nær isentropisk. I syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen 8 faller temperaturen ytterligere til kryogeniske forhold hvor nesten alle C2+-komponenter blir flytendegj ort og separert. Med den kryogeniske separasjonen inne i syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen 8, slipper Crgasser frem sammen med C2+-væskene. En viss mol-fraksjon av Civil oppløses i C2+-væskene. Denne C2+-rike strøm blir ført til fraksjoneringssøylen 7 hvor et skarpt kutt mellom lette og tunge produkter blir etablert, for eksempel Ci- C2+ (avmetaniserer), C2— C3+ (avetaniserer) osv.
For å etablere et rent topprodukt fra fraksjoneringssøylen 7, frembringes en mager væskerefluks for å absorbere den letteste komponenten som bør forlate bunnen av søylen (f.eks. C2for en avmetaniserer). Refluksstrømmen blir frembrakt ved å ta en sidestrøm 16 fra syklonekspansjons- og separasjonsinnretningens 8 mating mens denne sidestrøm senere kjøles i en gass-gass-forkjøler 17 med den overliggende gasstrøm 18 (dvs. topproduktet CH4) fra fraksjoneringssøylen 7 og isentalpisk ekspandere den forkjølte sidestrøm 16 til søyletrykket. Under denne isentalpiske ekspansjon vil nesten alle hydrokarbonene flytendegj øres og bli matet som refluks til topptrauet av fraksjoneringssøylen 7.
Ci-gasstrømmene produsert fra : 1) hovedfluidutløpet 11 i syklonekspansjons-og separasjonsinnretningen 8 (typisk 80 % hovedstrøm) og 2) topputløps-ledningsrøret 18 av fraksjoneringssøylen 7 (typisk 20 % sekundærstrøm), blir komprimert separat i eksportkompressorer 19 og 20 til et eksporttrykk på omtrent 60 bar. I det viste eksempel er eksporttrykket omtrent likt matetrykket av naturgasstrømmen CH4ved innløpet av den første varmeveksler 1. Begge eksportkompressorene 19 og 20 kompenserer følgelig friksjons- og varmetapene som oppstår i syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen 8. Disse tapene er høyere dersom ekspansjonen i syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen 8 er dypere og følgelig blir eksportkompressorytelsene proporsjonalt høyere. Den mekaniske ytelse til kjøleenheten 3 er hovedsakelig proporsjonal med forskjellen mellom den høye kondensatortemperatur (Tcond) og den lave fordampertemperatur (Tevap). Hvis T0betegner omgivelsestemperatur vil: Tcond > T0> Tevap. Generelt fører dette til uttrykket for Carnot-virkningsgraden eller den teoretiske, maksimale kjøleytelse per enhet mekanisk ytelse for kjøleenheten 3:
For en propankjøleenhetsyklus med Tevap = -30 °C og Tcond= 40 °C, blir Carnot C.O.P lik 3,5. I en virkelig kjølemaskin vil tapene minske C.O.P, slik at: C.O.Pactuai~2,5. For hver MW-kompressorytelse kan således 2,5 MW kjøleytelse oppnås.
For en matestrøm på 10 kg/s og en spesifikk varme på 2,5 kJ/kg.K, vil en grad kjøling kreve 25 kW/K kjøleytelse. Følgelig vil kjølingen fra -20 °C -»-30 °C vil kreve en kjøleytelse på 250 kW. For en fordampningstemperatur på -30 °C vil dette tilsvare en mekanisk ytelse for kjøleenheten på 100 kW. Hvis tilleggskjølingen på 10 °C skal etableres ved en ekstra ekspansjon i en syklonekspansjons- og separasjonsinnretning, vil ekspansjonsforholdet (P/Pfeed) måtte minskes fra standardverdien 0,3 ->• 0,25 (dvs. dypere ekspansjon). Dette fører til et større trykktap over syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen 8, og følgelig en ekstra eksportkompressorytelse på omtrent 200 kW.
Hvis fordampertemperaturen i kjøleenheten 3 velges i det kryogeniske området som kan sammenliknes med NGL-reflukstemperaturer, dvs. Tevap = -70 °C, vil C.O.P.actuai for kjølemaskinen falle til ~ 1,3. Som konsekvens vil en kjøling fra -60 °C -70 °C fremdeles kreve en kjøleytelse på 250 kW selv om dette tilsvarer en mekanisk ytelse av kjøleenheten på 192 kW. Hvis denne tilleggskjøling skal oppnås i syklonekspansjons- og separasjonsinnretriingen 8, vil ekspansjonsforholdet fremdeles avta fra 0,3 ->• 0,25 selv om den ekstra nødvendige kompressorytelse blir redusert fra 200 kW til 170 kW. Dette forklares hovedsakelig ved at ytelsen til enhver kompressor er mindre ved lavere sugetemperatur og følgelig også den ytterligere ytelse.
Som konklusjon fra ovennevnte: for temperaturforløpet -20 °C - > -30 °C er det mer effektivt å oppnå tilleggskjøling fra kjøleenheten 3 enn fra en dypere ekspansjon i syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen 8. Det motsatte er tilfelle for temperaturforløpet -60 °C -» -70 °C ettersom COP av kjølemaskinen i kjøleenheten 3 faller gradvis med lavere temperaturer og krever mer kjøleeffekt. Som konsekvens, for den kombinerte syklonekspansjons- og separasjonsinnretnings-kjøleenhetsyklus 3,8, kan et optimum finnes for kjøleytelsen per enhet mekanisk ytelse ved å foreta et tydelig skille av de mekaniske ytelser mellom 1) mate-kompressoren 20 og 2) kompressoren i kjølemaskinen i kjøleenheten 3.
Kjølingen i syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen 8 kan etableres ved å akselerere matestrømmen i dysen 10 til transonisk eller supersonisk hastighet. Ved transonisk eller supersonisk tilstand har trykket falt til typisk en faktor på 1/3 av matetrykket, mens temperaturen faller til typisk en faktor på<3>A i forhold til matetemperaturen. Forholdet av T-fallet per enhet P-fall for en gitt matesammensetning blir bestemt med den isentropiske virkningsgrad av ekspansjonen som vil være > 80 %. Den isentropiske virkningsgrad uttrykker friksjons- og varmetapene som opptrer i syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen.
I den ekspanderte tilstand inne i syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen 8 er det meste av C2+ -komponentene flytendegj ort i en fin dråpedispersjon og separert via det ytre, sekundære fluidutløp 12. Ekspansjonsforholdet (P/Pfeed) blir valgt slik at minst den angitte CxHy- gjenvinning blir kondensert til væske i dysen 10. Utenfor dysen 10 hvor fluidstrømmen blir akselerert og følgelig ekspandert og avkjølt, blir strømmen i syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen 8 delt i en væskeanriket C2+-strøm (omtrent 20 masse%) og en væskemager Ci-strøm (omtrent 80 % masse%).
Ci-hovedstrømmen blir retardert i en diffuser i det sentrale fluidutløp 11, noe som fører til en stigning av trykk og temperatur. P-stigningen og den tilhørende T-stigning i diffuseren bestemmes både av den isentropiske virkningsgrad av ekspansjonen og den isentropiske virkningsgrad av gjenkomprimeringen. Den isentropiske virkningsgrad av ekspansjonen bestemmer den gjenværende kinetiske energi ved inngangen av diffuseren, mens den isentropiske virkningsgrad av gjenkomprimeringen bestemmes av tapene i diffuserutførelsen. Den isentropiske virkningsgrad av gjenkomprimeringen for syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen er omtrent 85 %. Det resulterende utløpstrykk av Ci-hovedstrømmen er følgelig lavere enn matetrykket, men imidlertid høyere enn utløpstrykket av C2+-våtstrømmen, hvilket er lik fraksjoneringssøylens driftstrykk.
Som et resultat av gjenkomprimeringen er temperaturen av Ci-hovedstrømmen høyere enn temperaturen øverst i fraksjoneringssøylen. Følgelig er den potensielle ytelse av Ci-hovedstrøm for å forkjøle matingen, begrenset. Sistnevnte er en iboende begrensning ved en transonisk eller supersonisk syklonekspansjons- og separasjonsinnretning. Den iboende effektivitet av syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen er at den produserer en konsentrert superkjølt C2+-våtstrøm som mater fraksjoneringssøylen. Både den reduserte strømningsmengde som mater fraksjoneringssøylen og den relativt lave temperatur muliggjør separasjonsprosessen i søylen. For et LPG-system som omfatter en syklonekspansjons- og separasjonsinnretning, blir optimaliseringen C2+-gjenvinningen funnet ved frembringelse av en dypere ekspansjon i syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen (dvs. en mmskning av forholdet P/Pfeed) og/eller ved reduksjon av slippgasstrøm som kommer sammen med C2+-våtstrømmen. Begge foranstaltninger vil føre til en økning av trykktapet som må komprimeres til eksporttrykk.
Det er foretrukket at det ut fra termodynamiske simuleringer anslås et optimum for C2+-ytelse/MW-kompressorytelse for en viss ytelse av kjølekompressoren mot ytelsen av eksportkompressoren for å kompensere for trykktapet i syklonekspansjons-og separasjonsinnretningen. Den nevnte kombinerte syklus kompenserer for mangelen med begrenset forkjøling. Fordamperen i kjølesyklusen kan være koplet til innløpet av syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen 8 for å superkjøle matestrømmen.
Fig. 2A-2D viser en Joule Thomson (JT) eller annen strupeventil som er forsynt med fluidvirvelanordning som kan brukes som et alternativ til syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen 8 vist på fig. 1.
JT-strupeventilen vist på fig. 2A-2D har en ventilgeometri som forbedrer koaleseringsprosessen av dråper som formes under ekspansjonen langs strømningsbanen til en Joule-Thomson- eller annen strupeventil. Disse større dråpene kan separeres bedre enn i det tilfellet hvor en tradisjonell Joule-Thomson eller annen strupeventil brukes. For trausøyler reduserer dette medrivningen av væske til de øvre trauene og forbedrer følgelig traueffektiviteten.
Ventilen vist på fig. 2A omfatter et ventilhus 21 hvor et stempelventillegeme 22 og en tilhørende perforert hylse 23 er glidbart anordnet, slik at når et tannhjul 24 på en ventilaksel 25 dreies, vil en tannet stempelstang 26 skyve stempelventillegemet opp og ned inn i en fluidutløpskanal 27 som vist med pilen 28. Ventilen har en fluidinnløpskanal 29 med en ringformet nedstrømsdel 29A som kan omslutte stempelet 22 og/eller den perforerte hylse 23, og strømmen av fluid som får strømme fra fluidinnløpskanalen 29 inn i fluidutløpskanalen 27, blir regulert av den aksiale posisjon av stempelventillegemet 22 og den tilhørende perforerte hylse 23. Den perforerte hylse 23 omfatter skrå ikke-radiale perforeringer 30 som får fluidet til å strømme i en virvelbevegelse i fluidutløpskanalen 27 som vist med pilen 34. Et prosjektilformet virvelledende legeme 35 er festet til stempelventillegemet 22 og anordnet koaksialt med en sentral akse 31 i det indre av den perforerte hylse 23 og fluidutløpskanalen 27 for å forbedre og regulere virvelbevegelsen 34 av fluidstrømmen i utløpskanalen 27.
Fluidutløpskanalen 27 omfatter en rørformet strømningsdeler 39 som atskiller et hovedfluidutløpsledningsrør 11 for transport av metananriket fraksjon tilbake til den første varmeveksler 1 vist på fig. 1, fra et ringformet, andre fluidutløp 40 for transport av metanutarmet fraksjon via ledningsrøret 13 til fraksjoneringssøylen 7 vist på fig. 1.
Fig. 2B viser i detalj at de skrå eller ikke-radiale perforeringer 30 er sylindriske og boret i en valgt delvis tangential orientering i forhold til den sentrale akse 31 av fluidutløpskanalen 27, slik at den langsgående akse 32 av hver av perforeringene 30 krysser den sentrale akse 31 i en avstand D som er mellom 0,2 og 1 og fortrinnsvis mellom 0,5 og 0,99 ganger den innvendige radius R av hylsen 23.
På fig. 2B er den nominelle materialtykkelse av den perforerte hylse 23 benevnt med t og bredden av de sylindriske perforeringer 30 er benevnt med d. I en alternativ utførelse av ventilen ifølge oppfinnelsen, kan perforeringene 30 være ikke-sylindriske, for eksempel firkantede, rektangulære eller stjerneformet, og i et slikt tilfelle er bredden d av perforeringene 30 en gjennomsnittsbredde dannet som fire ganger tverrsnittsarealet av perforeringen 30 dividert med omkretsen av perforeringen 30. Det er foretrukket at forholdet d/t er mellom 0,1 og 2 og mer foretrukket mellom 0,5 ogl.
De skrå perforeringer 30 frembringer en virvelstrøm i fluidstrømmen som strømmer gjennom fluidutløpskanalen 27 som vist med pilen 34. Virvelbevegelsen kan også bevirkes av en spesifikk geometri av ventilkanten og/eller virvelføringslegemet 35. I ventilen ifølge oppfinnelsen er det tilgjengelige frie trykk brukt for isentalpisk ekspansjon for å frembringe en virvelstrøm i fluidstrømmen. Den kinetiske energi blir da hovedsakelig bortledet ved dempning av virvelen langs en forlenget rørlengde nedstrøms av ventilen.
Fig. 2C og 2D viser at fordelen med å frembringe en virvelstrøm i utløpskanalen av ventilen, er todelt: 1. Vanlig hastighetsmønster ->• mindre grenseflateskjærkraft mindre dråpeoppbrytning -> større dråper. 2. Konsentrasjonen av dråper i den ytre periferi 27A av strømningsarealet av fluidutløpskanalen 27 ->• stor tetthet ->■ forbedret koalesens -» større dråper 38.
Selv om hvilken som helst Joule-Thomson- eller annen strupeventil kan brukes for å frembringe en virvelstrøm i syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen i fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen, er det foretrukket å bruke en strupeventil som levert av Mokveld Valves B.V. og som er beskrevet i deres internasjonale patentsøknad WO 2004083691.
Man vil forstå at hver kjøle- og separeringsmetode som brukes i NGL-gjenvinningssystemer, har sitt tydelige optimum når det gjelder energieffektivitet. Det skal også bemerkes at de nær isentropiske kjølemetoder er mer energieffektive enn de isentalpiske metoder, og at av de isentropiske kjølemetoder er syklonekspansjons-innretninger mer kostnadseffektive enn turboekspandermaskiner selv om de er mindre energieffektive. I overensstemmelse med oppfinnelsen er det overraskende blitt oppdaget at kombinasjonen av en isentalpisk kjølesyklus (for eksempel en mekanisk kjøleenhet) og en nær isentropisk kjølemetode, fortrinnsvis syklonekspansjons- og separasjonsinnretninger, gir en synergi med hensyn til energieffektivitet, dvs. total ytelse per enhetsvolum NGL som produseres. Man vil forstå at forskjellige syklonekspansjons- og separasjonsinnretninger gir forskjellige isentropiske vkkningsgrader.
En foretrukket dysesammenstilling i syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen ifølge oppfinnelsen omfatter en sammenstilling med virvelgivende skovler anordnet oppstrøms av dysen, og gir en isentropisk virkningsgrad > 80 %, mens andre syklonekspansjons- og separasjonsinnretninger med en tangential innløpsdel og som benytter en motstrømsvirvelstrøm (for eksempel Ranque Hilsch virvelrør) har en vesentlig lavere isentropisk ekspansjonsvirkningsgrad < 60 %.

Claims (9)

1. Fremgangsmåte for å kjøle en naturgasstrøm og separere den nedkjølte gasstrøm i forskjellige fraksjoner med forskjellig kokepunkt, for eksempel metan, etan, propan, butan og kondensater, omfattende: å kjøle gasstrømmen i minst én varmevekslersammenstilling (1, 2,3), å separere den kjølte gasstrøm i en innløpsseparasjonstank (4) til en metananriket fluidfraksjon (5) og en metanutarmet fluidfraksjon (6),karakterisertved: - å mate den metanutarmede fluidfraksjon (6) fra innløpsseparasjonstanken (4) til en fraksjoneringssøyle (7) hvor den metanrike fluidfraksjon blir separert fra en metanmager fluidfraksjon, å mate minst en del av den metananrikede fluidfraksjon (5) fra innløpsseparasjonstanken (4) til en syklonekspansjons- og separasjonsinnretning (8) hvor fluidfraksjonen blir ekspandert og derved ytterligere avkjølt og separert til en metanrik, vesentlig gassformig fluidfraksjon (11) og en metanutarmet, vesentlig flytende fluidfraksjon (13), og å mate den metanutarmede fluidfraksjon (13) fra syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen (8) inn i fraksjoneringssøylen (7) for ytterligere separasjon, hvor syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen (8) omfatter: a) en sammenstilling av virvelgivende skovler (9) for å bevirke en virvelbevegelse av den metananrikede fluidfraksjon (5), hvor skovlene (9) er anordnet oppstrøms av en dyse (10) i hvilken den metananrikede fluidfraksjon (5) blir akselerert og ekspandert og derved ytterligere kjølt, slik at sentrifugalkrefter separerer den virvlende fluidstrøm til en metanrik fluidfraksjon og en metanutarmet fluidfraksjon, og syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen (8) videre omfatter en sammenstilling av virvelgivende skovler (9) som rager ut i en i det minste delvis radial retning fra et torpedoformet, sentralt legeme oppstrøms av dysen, og som har større ytterdiameter enn dysens (10) innerdiameter, eller b) en strupeventil med en utløpsdel som er forsynt med en virvelgivende anordning (23) som bevirker en virvelbevegelse, ved perforeringer (30) i delvis tangential orientering i forhold til en sentral akse (31) av fluidutløpskanalen (27), av fluidstrømmen som strømmer gjennom fluidutløpskanalen (27), for derved å bringe væskedråper til å virvle mot den ytre periferi av fluidutløpskanalen (27) og til å koalesere.
2. Fremgangsmåte ifølge krav 1,karakterisert vedat naturgasstrømmen blir kjølt i en varmevekslersammenstilling som omfatter en første varmeveksler (1) og en kjøleenhet (3), slik at den metananrikede fluidfraksjon (5) som tilføres til et innløp av syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen (8) har en temperatur mellom -20 og - 60 grader Celsius, og hvor den kjølte metanrike fraksjon fra syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen blir ført gjennom den første varmeveksler (1) for å kjøle gasstrømmen.
3. Fremgangsmåte ifølge krav 1 eller 2,karakterisert vedat varmevekslersammenstillingen videre omfatter en andre varmeveksler (2) hvor den kjølte naturgasstrøm fra den første varmeveksler (1) blir ytterligere kjølt før naturgasstrømmen blir matet til kjøleenheten, og hvor kaldt fluid fra en bunndel av fraksjoneringssøylen (7) blir tilført den andre varmeveksler (2) for kjøling av naturgasstrømmen i den andre varmeveksler (2).
4. System for å kjøle en naturgasstrøm og separere den nedkjølte gasstrøm i forskjellige fraksjoner med forskjellig kokepunkt, for eksempel metan, etan, propan, butan og kondensater, idet systemet omfatter; minst én varmevekslersammenstilling (1, 2, 3) for å kjøle naturgasstrømmen, en innløpssepareringstank (4) for å separere den kjølte naturgasstrøm med et øvre utløp for å avgi en metananriket fluidfraksjon (5) og et nedre utløp for å avgi en metanutarmet fluidfraksjon (6),karakterisert ved: en fraksjoneringssøyle (7) som er koplet til det nedre utløp av innløpssepareringstanken (4), i hvilken søyle minst noe av den metanutarmede fluidfraksjon som avgis fra det nedre utløpet av innløpssepareringstanken (4) blir ytterligere separert i en metanrik, vesentlig gassformig fluidfraksjon og en metanmager, vesentlig flytende fluidfraksjon, en syklonekspansjons- og separasjonsinnretning (8) som er koplet til det øvre utløp av innløpssepareringstanken (4), i hvilken innretning den metananrikede fluidfraksjon (5) blir ekspandert og derved ytterligere kjølt og separert til en metanrik fluidfraksjon og en metanutarmet fluidfraksjon (6), og et tilførselsledningsrør for å mate den metanutarmede fluidfraksjon fra syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen til fraksjoneringssøylen for ytterligere separasjon, hvor syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen omfatter:: a) en sammenstilling av virvelgivende skovler (9) for å påtvinge en virvelbevegelse på den metananrikede fluidfraksjon (5), idet skovlene (9) er anordnet oppstrøms av en dyse (10) hvor den metananrikede fluidfraksjon (5) blir akselerert og ekspandert og derved ytterligere kjølt, slik at sentrifugalkrefter separerer virvelfluidsrrømmen i en metanrik fluidfraksjon og en metanutarmet fluidfraksjon (6), og syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen videre omfatter en sammenstilling av virvelgivende skovler som rager ut i en i det minste delvis radial retning fra et torpedoformet, sentralt legeme oppstrøms av dysen, og som har større ytterdiameter enn dysens innerdiameter, eller b) en strupeventil med en utløpsdel som er forsynt med en virvelgivende anordning (23) som bevirker en virvelbevegelse ved perforeringer (30) i delvis tangential orientering i forhold til en sentral akse (31) av fluidutløpskanalen (27), av fluidstrømmen som strømmer gjennom fluidutløpskanalen, for derved å bringe væskedråper til å virvle mot den ytre periferi av fluidutløpskanalen (27) og koalesere.
5. System ifølge krav 4,karakterisert vedat syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen er en strupeventil som omfatter et hus (21), et ventillegeme (22) som er bevegelig anordnet i huset (21), slik at ventillegemet (22) styrer fluidstrømmen fra en fluidinnløpskanal (29) inn i fluidutløpskanalen (27) av ventilen som videre omfatter en perforert hylse (23) via hvilken fluid strømmer fra fluidinnløpskanalen (29) inn i fluidutløpskanalen (27) hvis ventillegemet (22) ved bruk tillater fluid å strømme fra fluidinnløpskanalen (29) inn i fluidutløpskanalen (27), idet minst noen perforeringer (30) av hylsen (23) har en i det minste delvis tangential orientering i forhold til en langsgående akse av hylsen, slik at flerfasefluidstrømmen bringes til å virvle i fluidutløpskanalen og væskedråper bringes til å virvle mot den ytre periferi av fluidutløpskanalen (27) og til å koalesere til større væskedråper.
6. System ifølge krav 4,karakterisert vedat en gassvæske-separasjonssammenstilling (39) er koplet til utløpskanalen (27) fra strupeventilen, i hvilken sammenstilling væske- og gassfaser av fluidet som avgis av ventilen blir i det minste delvis separert.
7. System ifølge krav 4,karakterisert vedat systemet videre omfatter en matekompressor og en luftkjøler som er anordnet oppstrøms av den første varmeveksler (1).
8. System ifølge krav 4,karakterisert vedat systemet er forsynt med en temperaturregulermgsanordning som er konfigurert for å opprettholde temperaturen i et innløp til syklonekspansjons- og separasjonsinnretningen mellom -20 og -60 grader Celsius.
9. Fremgangsmåte ifølge krav 1,karakterisert vedat syklonekspansjonsinnretningen (8) omfatter en dyse (10) og den isentropiske virkningsgrad av ekspansjonen i dysen (10) i syklonekspansjonsinnretningen (8) er minst 80 %.
NO20074831A 2005-02-24 2007-09-21 Fremgangsmåte og system for kjøling av en naturgasstrøm, og separering av den avkjølte strøm i forskjellige fraksjoner NO339457B1 (no)

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
EP05101420 2005-02-24
PCT/EP2006/060260 WO2006089948A1 (en) 2005-02-24 2006-02-24 Method and system for cooling a natural gas stream and separating the cooled stream into various fractions

Publications (2)

Publication Number Publication Date
NO20074831L NO20074831L (no) 2007-09-21
NO339457B1 true NO339457B1 (no) 2016-12-12

Family

ID=34938809

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
NO20074831A NO339457B1 (no) 2005-02-24 2007-09-21 Fremgangsmåte og system for kjøling av en naturgasstrøm, og separering av den avkjølte strøm i forskjellige fraksjoner

Country Status (18)

Country Link
US (1) US8528360B2 (no)
EP (1) EP1851495B1 (no)
JP (1) JP5032342B2 (no)
KR (1) KR20070114192A (no)
CN (1) CN100587363C (no)
AT (1) ATE480745T1 (no)
AU (1) AU2006217845B2 (no)
BR (1) BRPI0606820B8 (no)
CA (1) CA2598783C (no)
DE (1) DE602006016740D1 (no)
EA (1) EA010963B1 (no)
IL (1) IL184613A0 (no)
MX (1) MX2007009901A (no)
NO (1) NO339457B1 (no)
NZ (1) NZ556495A (no)
UA (1) UA88187C2 (no)
WO (1) WO2006089948A1 (no)
ZA (1) ZA200705856B (no)

Families Citing this family (43)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
NO334212B1 (no) 2005-08-23 2014-01-13 Typhonix As Anordning ved reguleringsventil
TW200912228A (en) 2007-06-27 2009-03-16 Twister Bv Method and system for removing H2S from a natural gas stream
EP2383423A3 (en) * 2007-09-26 2014-03-12 Cameron International Corporation Choke assembly
GB0801471D0 (en) 2008-01-25 2008-03-05 Typhonix As Valve
CN102186556B (zh) * 2008-07-30 2015-01-21 缠绕机公司 用于除去天然气流中硫化氢的系统和方法
US20110192190A1 (en) * 2008-09-23 2011-08-11 Diki Andrian Process for removing gaseous contaminants from a feed gas stream comprising methane and gaseous contaminants
WO2010040735A2 (en) * 2008-10-08 2010-04-15 Shell Internationale Research Maatschappij B.V. Methods of treating a hydrocarbon stream and apparatus therefor
AU2013204700B2 (en) * 2009-02-05 2015-07-09 Twister B.V. Multistage cyclonic fluid separator
SE533471C2 (sv) * 2009-02-05 2010-10-05 Alfa Laval Corp Ab Anläggning för avskiljning av olja från en gasblandning samt förfarande för avskiljning av olja från en gasblandning
AU2009339468B2 (en) * 2009-02-05 2013-07-04 Twister B.V. Multistage cyclonic fluid separator
NL2002691C2 (en) 2009-03-31 2010-10-04 Romico Hold A V V Method for separating a medium mixture into fractions.
WO2010117259A1 (en) * 2009-04-07 2010-10-14 Twister B.V. Separation system comprising a swirl valve
CN102575794B (zh) * 2009-07-30 2015-09-02 推斯特公司 锥形节流阀
US8858679B2 (en) 2010-06-01 2014-10-14 Shell Oil Company Separation of industrial gases
US8663369B2 (en) 2010-06-01 2014-03-04 Shell Oil Company Separation of gases produced by combustion
US8858680B2 (en) 2010-06-01 2014-10-14 Shell Oil Company Separation of oxygen containing gases
EP2576018A1 (en) 2010-06-01 2013-04-10 Shell Oil Company Low emission power plant
US9283502B2 (en) * 2011-08-31 2016-03-15 Orbital Atk, Inc. Inertial extraction system
CN103084285B (zh) * 2011-11-03 2015-06-17 西安长庆科技工程有限责任公司 一种天然气的气液分离装置及方法
US20130167557A1 (en) * 2012-01-04 2013-07-04 General Electric Company Power plant
NO20120194A1 (no) 2012-02-23 2013-08-26 Fmc Kongsberg Subsea As Gassbehandlingssystem
US20130283852A1 (en) * 2012-04-26 2013-10-31 General Electric Company Method and systems for co2 separation
RU2496068C1 (ru) * 2012-05-22 2013-10-20 Александр Николаевич Лазарев Способ осушки и очистки природного газа с последующим сжижением и устройство для его осуществления
US20140366577A1 (en) 2013-06-18 2014-12-18 Pioneer Energy Inc. Systems and methods for separating alkane gases with applications to raw natural gas processing and flare gas capture
KR101600188B1 (ko) * 2014-02-28 2016-03-04 한양대학교 산학협력단 액상 천연가스 회수 시스템 및 이를 이용한 액상 천연가스 회수방법
WO2015130030A1 (ko) * 2014-02-28 2015-09-03 한양대학교 산학협력단 액상 천연가스 회수 시스템 및 이를 이용한 액상 천연가스 회수방법
US9580996B2 (en) * 2014-05-27 2017-02-28 General Electric Company Modular assembly for processing a flowback composition stream and methods of processing the same
US10017701B2 (en) 2014-06-02 2018-07-10 Aspen Engineering Services, Llc Flare elimination process and methods of use
CN104059707A (zh) * 2014-06-23 2014-09-24 常州大学 撬块式超声速旋流分离装置
TWI525258B (zh) * 2014-09-15 2016-03-11 張奠立 風扇的調溫裝置
RU2568215C1 (ru) * 2014-10-10 2015-11-10 Общество с ограниченной ответственностью "ЭНГО Инжиниринг" Способ разделения углеводородсодержащей газовой смеси
TWI707115B (zh) 2015-04-10 2020-10-11 美商圖表能源與化學有限公司 混合製冷劑液化系統和方法
US10619918B2 (en) 2015-04-10 2020-04-14 Chart Energy & Chemicals, Inc. System and method for removing freezing components from a feed gas
US9662609B2 (en) * 2015-04-14 2017-05-30 Uop Llc Processes for cooling a wet natural gas stream
CN107560317A (zh) * 2016-06-30 2018-01-09 通用电气公司 用于生产液化天然气的系统和方法
US20180274853A1 (en) * 2017-03-23 2018-09-27 Greg Luetkemeyer Gas plant
RU2655349C1 (ru) * 2017-06-26 2018-05-25 Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего образования "Уфимский государственный нефтяной технический университет" Устройство для глубокого охлаждения природного и попутного нефтяного газов
CN107525141A (zh) * 2017-08-29 2017-12-29 罗小果 一种t型管式空气制冷除湿系统
RU2694566C1 (ru) * 2019-02-14 2019-07-16 Юрий Васильевич Белоусов Система ожижения природного газа на компрессорной станции магистрального газопровода
NL2022927B1 (en) * 2019-04-11 2020-10-20 Twister Bv Cyclonic fluid separator
US11566501B2 (en) * 2019-07-02 2023-01-31 Moneyhun Equipment Sales & Service Co., Inc. Apparatus for conditioning natural gas for use in gas lift artificial lift applications in oil and gas production
RU2761489C1 (ru) * 2020-10-29 2021-12-08 Публичное акционерное общество "Газпром" Способ низкотемпературной подготовки природного газа и установка для его осуществления
CN114688453B (zh) * 2022-04-21 2023-12-22 中海石油气电集团有限责任公司 一种用于lng接收站燃料气系统的降压升温系统及方法

Citations (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US3296807A (en) * 1965-11-26 1967-01-10 Armco Steel Corp Process and device for the separation of gases
US4140504A (en) * 1976-08-09 1979-02-20 The Ortloff Corporation Hydrocarbon gas processing

Family Cites Families (41)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US2289329A (en) * 1938-07-16 1942-07-07 Houdry Process Corp Production of hydrocarbons
AT244996B (de) * 1963-08-26 1966-02-10 Voith Gmbh J M Wirbelabscheider
US3775988A (en) * 1969-05-23 1973-12-04 L Fekete Condensate withdrawal from vortex tube in gas liquification circuit
GB1475475A (en) * 1974-10-22 1977-06-01 Ortloff Corp Process for removing condensable fractions from hydrocarbon- containing gases
US4171964A (en) * 1976-06-21 1979-10-23 The Ortloff Corporation Hydrocarbon gas processing
US4157904A (en) * 1976-08-09 1979-06-12 The Ortloff Corporation Hydrocarbon gas processing
SU710908A1 (ru) * 1977-06-23 1980-01-25 Предприятие П/Я В-2913 Способ получени водорода из углеводородной газовой смеси
US4278457A (en) * 1977-07-14 1981-07-14 Ortloff Corporation Hydrocarbon gas processing
DE2929389C2 (de) * 1979-07-20 1984-05-17 Machinefabriek Mokveld B.V., 2800 Gouda Regelventil
JPS5822872A (ja) * 1981-07-31 1983-02-10 東洋エンジニアリング株式会社 天燃ガス中のｌｐｇ回収方法
AU563789B2 (en) * 1981-10-16 1987-07-23 Conoco Specialty Products Inc. Overflow control for cyclone
US4617039A (en) 1984-11-19 1986-10-14 Pro-Quip Corporation Separating hydrocarbon gases
JPH0350991Y2 (no) * 1986-12-26 1991-10-31
JPH0217921A (ja) * 1988-07-05 1990-01-22 Mitsubishi Heavy Ind Ltd 混合気体のガス分離方法
US4859347A (en) * 1988-11-18 1989-08-22 Simon Wayne E Centrifugal separator
US5246575A (en) * 1990-05-11 1993-09-21 Mobil Oil Corporation Material extraction nozzle coupled with distillation tower and vapors separator
JP2637611B2 (ja) * 1990-07-04 1997-08-06 三菱重工業株式会社 Ｎｇｌまたはｌｐｇの回収方法
US5295350A (en) * 1992-06-26 1994-03-22 Texaco Inc. Combined power cycle with liquefied natural gas (LNG) and synthesis or fuel gas
US5275005A (en) * 1992-12-01 1994-01-04 Elcor Corporation Gas processing
US5615561A (en) * 1994-11-08 1997-04-01 Williams Field Services Company LNG production in cryogenic natural gas processing plants
US5561982A (en) * 1995-05-02 1996-10-08 Universal Vortex, Inc. Method for energy separation and utilization in a vortex tube which operates with pressure not exceeding atmospheric pressure
US5799507A (en) * 1996-10-25 1998-09-01 Elcor Corporation Hydrocarbon gas processing
TW366409B (en) * 1997-07-01 1999-08-11 Exxon Production Research Co Process for liquefying a natural gas stream containing at least one freezable component
MY129174A (en) * 1997-07-02 2007-03-30 Shell Int Research Removing a gaseous component from a fluid
GB9726297D0 (en) * 1997-12-11 1998-02-11 Bhp Petroleum Pty Ltd Liquefaction process and apparatus
US6182469B1 (en) * 1998-12-01 2001-02-06 Elcor Corporation Hydrocarbon gas processing
UA73729C2 (en) * 1998-12-31 2005-09-15 Shell Int Research Method to remove condensable materials from a natural gas flow and a system for a well completion
US6524368B2 (en) * 1998-12-31 2003-02-25 Shell Oil Company Supersonic separator apparatus and method
US6453698B2 (en) * 2000-04-13 2002-09-24 Ipsi Llc Flexible reflux process for high NGL recovery
US6540917B1 (en) * 2000-11-10 2003-04-01 Purolator Facet Inc. Cyclonic inertial fluid cleaning apparatus
UA76750C2 (uk) * 2001-06-08 2006-09-15 Елккорп Спосіб зрідження природного газу (варіанти)
US20020189443A1 (en) * 2001-06-19 2002-12-19 Mcguire Patrick L. Method of removing carbon dioxide or hydrogen sulfide from a gas
JO2366B1 (en) * 2001-09-28 2006-12-12 شل انترناشونال ريسيرتش ماتشابيج بي في Whirlpool inhibitor with swirling material at the entrance
US6743829B2 (en) * 2002-01-18 2004-06-01 Bp Corporation North America Inc. Integrated processing of natural gas into liquid products
US7051553B2 (en) * 2002-05-20 2006-05-30 Floor Technologies Corporation Twin reflux process and configurations for improved natural gas liquids recovery
GB0214597D0 (en) * 2002-06-25 2002-08-07 Accentus Plc Valve assembly
DE10312753A1 (de) 2003-03-21 2004-10-07 Mokveld Valves B.V. Ringspaltdichtung für ein Ventil
JP4452239B2 (ja) * 2003-07-24 2010-04-21 東洋エンジニアリング株式会社 炭化水素の分離方法および分離装置
US6932858B2 (en) * 2003-08-27 2005-08-23 Gas Technology Institute Vortex tube system and method for processing natural gas
RU2272973C1 (ru) * 2004-09-24 2006-03-27 Салават Зайнетдинович Имаев Способ низкотемпературной сепарации газа (варианты)
US9080810B2 (en) * 2005-06-20 2015-07-14 Ortloff Engineers, Ltd. Hydrocarbon gas processing

Patent Citations (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US3296807A (en) * 1965-11-26 1967-01-10 Armco Steel Corp Process and device for the separation of gases
US4140504A (en) * 1976-08-09 1979-02-20 The Ortloff Corporation Hydrocarbon gas processing

Also Published As

Publication number Publication date
AU2006217845A1 (en) 2006-08-31
CN100587363C (zh) 2010-02-03
ZA200705856B (en) 2008-09-25
EP1851495B1 (en) 2010-09-08
JP5032342B2 (ja) 2012-09-26
EA200701774A1 (ru) 2008-02-28
AU2006217845B2 (en) 2009-01-29
JP2008531964A (ja) 2008-08-14
CN101124447A (zh) 2008-02-13
BRPI0606820B1 (pt) 2019-11-19
EA010963B1 (ru) 2008-12-30
WO2006089948A1 (en) 2006-08-31
DE602006016740D1 (de) 2010-10-21
NZ556495A (en) 2009-09-25
BRPI0606820A2 (pt) 2009-12-01
UA88187C2 (ru) 2009-09-25
KR20070114192A (ko) 2007-11-29
US20090031756A1 (en) 2009-02-05
CA2598783C (en) 2014-03-25
ATE480745T1 (de) 2010-09-15
IL184613A0 (en) 2007-12-03
BRPI0606820B8 (pt) 2019-12-17
EP1851495A1 (en) 2007-11-07
MX2007009901A (es) 2008-03-13
CA2598783A1 (en) 2006-08-31
US8528360B2 (en) 2013-09-10
NO20074831L (no) 2007-09-21

Similar Documents

Publication Publication Date Title
NO339457B1 (no) Fremgangsmåte og system for kjøling av en naturgasstrøm, og separering av den avkjølte strøm i forskjellige fraksjoner
JP4713548B2 (ja) 天然ガスの液化方法及び装置
US6125653A (en) LNG with ethane enrichment and reinjection gas as refrigerant
US8635885B2 (en) Configurations and methods of heating value control in LNG liquefaction plant
EP2160452B1 (en) Method and system for removing h2s from a natural gas stream
US20140260415A1 (en) Mixed refrigerant system and method
MXPA03009582A (es) Produccion de gnl en plantas criogenicas de procesamiento de gas natural.
JP2008545819A (ja) 統合されたｎｇｌの回収および液化天然ガスの製造
US11781809B2 (en) Mixed refrigerant system and method
MXPA06011644A (es) Licuefaccion de gas natural.
WO2011141782A2 (en) Method and apparatus for recovering from a pressurized gas a liquid fraction, in particular hydrocarbons having two or more carbon atoms
WO2010040735A2 (en) Methods of treating a hydrocarbon stream and apparatus therefor
US10598431B2 (en) Method and system for cooling and separating a hydrocarbon stream
CA2755079C (en) Configurations and methods of heating value control in lng liquefaction plant
US20200378682A1 (en) Use of dense fluid expanders in cryogenic natural gas liquids recovery

Legal Events

Date Code Title Description
MM1K Lapsed by not paying the annual fees