WO2021019149A1 - Procede de liquefaction de gaz naturel avec injection amelioree d'un courant refrigerant mixte - Google Patents

Procede de liquefaction de gaz naturel avec injection amelioree d'un courant refrigerant mixte Download PDF

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WO2021019149A1
WO2021019149A1 PCT/FR2020/051309 FR2020051309W WO2021019149A1 WO 2021019149 A1 WO2021019149 A1 WO 2021019149A1 FR 2020051309 W FR2020051309 W FR 2020051309W WO 2021019149 A1 WO2021019149 A1 WO 2021019149A1
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refrigerant stream
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temperature
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PCT/FR2020/051309
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Jean-Marc Peyron
Sophie LAZZARINI
Sébastien LICHTLE
Thomas Morel
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L'air Liquide Societe Anonyme Pour L'etude Et L'exploitation Des Procedes Georges Claude
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Definitions

  • the present invention relates to a process for liquefying a stream
  • natural gas can be stored and transported over long distances more easily in the liquid state than in the gas state, since it occupies a smaller volume for a given mass and does not need to be stored at high pressure.
  • liquefying a stream of natural gas to obtain liquefied natural gas There are several methods of liquefying a stream of natural gas to obtain liquefied natural gas (LNG).
  • a refrigerant stream generally a mixed refrigerant stream formed from a mixture containing hydrocarbons, is compressed by a compressor and then introduced into a heat exchanger where it is liquefied and sub-cooled to the coldest temperature of the process. , typically that of the stream of liquefied natural gas.
  • the refrigerant stream is expanded, forming a liquid phase and a gas phase. These two phases are remixed and reintroduced into the exchanger.
  • the refrigerant stream introduced in the two-phase state into the exchanger is vaporized there against the stream of hydrocarbons which liquefies.
  • Document WO-A-2017081374 describes one of these known methods.
  • the first refrigeration cycle cools natural gas to its bubble point using multiple stages of expansion of a first refrigerant mixture operating at different pressures to increase cycle efficiency.
  • the second cycle liquefies and subcools natural gas and implements a single stage of expansion of a second refrigerant mixture.
  • a two-phase fluid is obtained which is reintroduced into the exchanger in the state of a liquid-gas mixture and vaporizes by heat exchange with the natural gas stream which cools and liquefies.
  • a commonly used technology for natural gas liquefaction exchangers is that of aluminum brazed plate and fin exchangers. These exchangers include plates between which are inserted waves heat exchange, formed of a succession of fins or wave legs, thus constituting a stack of vaporization passages and condensation passages, some of which may be intended to vaporize refrigerant liquid and others to condense a gas calorigenic.
  • the sizing of the exchanger is calculated assuming a uniform distribution of the phases, and therefore a single end of vaporization temperature of the liquid phase, equal to the dew point temperature of the mixture.
  • the end of vaporization temperature depends on the proportion of liquid phase and gas phase in the passages.
  • the temperature profile of the first fluid will therefore vary according to the passages, or even vary within the same passage. Due to this non-uniform distribution, it may then happen that the fluid or fluids in exchange relation with the two-phase mixture have a temperature at the outlet of the exchanger higher than that expected, which degrades the performance of the heat exchanger. heat exchanger.
  • the object of the present invention is to resolve all or part of the above-mentioned problems, in particular by proposing a process for liquefying a stream of hydrocarbons against at least one refrigerant stream, in which the distribution of said refrigerant stream in the exchanger is as homogeneous as possible while simplifying the architecture of the liquefaction installation and preserving the integrity of the equipment forming the installation.
  • the solution according to the invention is then a method of liquefying a stream of hydrocarbons such as natural gas from a feed stream, said method comprising the following steps:
  • step d) introduction of each two-phase refrigerant stream from step d) into a phase separator to produce a gaseous refrigerant stream which is diverted from the first exchanger and a liquid refrigerant stream which is introduced into the first exchanger through respective inlets,
  • each liquid refrigerant stream by heat exchange with at least the feed stream and the first refrigerant stream so as to extract a stream of cooled hydrocarbons at the outlet of the first heat exchanger and to extract several refrigerant streams vaporized by respective outlets of the first heat exchanger, characterized in that it further comprises, for each of the vaporized refrigerant streams from step f), the following steps:
  • step j) adjustment of a flow setpoint applied to the expansion device as a function of the first temperature difference determined in step i) so as to reduce the flow rate of the partial refrigerant stream expanded in step d) when the first temperature difference is less than a first predetermined value and to increase the flow rate of partial refrigerant stream expanded in step d) when the first temperature difference is greater than said first predetermined value.
  • the invention may include one or more of the following characteristics:
  • the first predetermined value is greater than or equal to 5 ° C, preferably less than 15 ° C, more preferably between 8 and 12 ° C.
  • the flow rate setpoint is applied via a flow rate controller member coupled to the expansion member and slaved to the first temperature difference determined in step i).
  • the partial refrigerant flow rate prior to step j), the partial refrigerant flow rate has a setpoint and, in step j), the partial refrigerant flow rate is reduced or increased by 5 to 20%, preferably 10 and 20 % compared to the setpoint.
  • the feed stream is introduced through a first inlet located at a hot end of the first exchanger, said first inlet having the temperature is the highest of the exchanger, and at least one of the liquid refrigerant streams is introduced through a respective inlet located at a cold end of the first exchanger, said respective inlet having the temperature is the lowest of the exchanger, the liquid refrigerant streams being vaporized in the first exchanger in an upward direction and in the direction of the hot end.
  • the method further comprises the following steps:
  • the second predetermined value and / or the third predetermined value is less than or equal to 10 ° C, preferably between 1 and 5 ° C, more preferably between 1 and 3 ° C.
  • step d) at least a first two-phase refrigerant current is produced having a first pressure and a second two-phase refrigerant current having a second pressure, the first pressure being greater than the second pressure, giving rise respectively to a first vaporized refrigerant stream leaving the first exchanger via a respective first outlet and to a second vaporized refrigerant stream leaving the first exchanger via a respective second outlet, the first outlet being the closest to the hot end of the first exchanger and the temperature measurement of step I) being carried out only on the first vaporized stream leaving through the respective first outlet.
  • each gaseous refrigerant stream and each vaporized refrigerant stream from a respective phase separator are recombined at the point of recombination and then introduced into a pressure-lifting member such as a compressor.
  • each gaseous refrigerant stream is introduced into an additional separator member arranged between the point of recombination and the phase separator member.
  • the two-phase cooling streams produced in step d) each have a gas / liquid ratio of less than 10%, preferably between 2 and 5% (mol%), said ratio being defined as the ratio between the molar flow rate of liquid phase and the molar gas phase flow rate of each two-phase refrigerant stream.
  • the first refrigerant stream comprises a mixture of hydrocarbons containing several constituents chosen from: methane, ethane, nitrogen, propane, butane, pentane, ethylene, propylene.
  • the first refrigerant stream comprises between 40 and 90% ethane and / or ethylene and between 10 and 60% propane and / or propylene (mol%)
  • the method further comprises the following steps:
  • step b) exit of the second refrigerant stream introduced in step b) and expansion of said second refrigerant stream so as to produce a second two-phase refrigerant stream (203), iv) reintroduction of the second two-phase refrigerant stream resulting from step iii) into the second heat exchanger, and
  • step iv) liquefying the cooled hydrocarbon stream by heat exchange with at least the second two-phase refrigerant stream reintroduced in step iv) so as to obtain an at least partially liquefied hydrocarbon stream.
  • natural gas refers to any composition containing
  • hydrocarbons including at least methane.
  • Fig. 1 schematically shows a process for liquefying an hydrocarbon stream according to one embodiment of the invention.
  • Fig. 2 shows schematically a process for liquefying an hydrocarbon stream according to another embodiment of the invention.
  • Fig. 1 shows schematically a process for liquefying a stream of hydrocarbons such as natural gas comprising a refrigeration cycle in which the natural gas is cooled to its dew point using three different expansion levels to increase l cycle efficiency.
  • This refrigeration cycle is operated by means of a first refrigerant stream 30 introduced into a first heat exchanger E1.
  • the exchanger E1 can be any device comprising passages suitable for the flow of several fluids and allowing direct or indirect heat exchange between said fluids.
  • the first exchanger E1 is a brazed plate exchanger comprising several plates (not visible) which extend in two dimensions, length and width of the exchanger,
  • the plates are arranged parallel one above the other with spacing in an x stacking direction, thus forming a plurality of passages for the process fluids which are to be placed in indirect heat exchange relationship via the plates.
  • the first refrigerant stream 30 is introduced into a first series of passages of the first exchanger E1.
  • a feed stream 110 is introduced into the first exchanger and circulates in a second series of passages arranged, in whole or in part, alternately and / or adjacent to all or part of the passages of the first series.
  • the feed stream 110 is a mixture of hydrocarbons which may be natural gas, optionally pre-treated, for example having undergone a separation of at least one of the following constituents: water, carbon dioxide, sulfur compounds, methanol, before its introduction into the heat exchanger.
  • the feed stream 110 comprises, in mole fraction, at least 60% methane, preferably at least 80%.
  • the feed stream 110 arrives for example at a pressure of between 20 and 90 bar.
  • the feed stream is introduced into the first exchanger at a temperature between -10 and 60 ° C.
  • the feed stream 110 can be fractionated, ie a part of the C2 + hydrocarbons containing at least two carbon atoms is separated from the natural gas using a device known to those skilled in the art.
  • the C2 + hydrocarbons collected are sent to fractionation columns comprising a deethanizer.
  • the light fraction collected at the top of the deethanizer can be mixed with the stream 110.
  • the liquid fraction collected at the bottom of the deethanizer is sent to a depropanizer.
  • the feed stream 110 is introduced into the first exchanger E1 through a first inlet 20.
  • the first refrigerant stream 30 enters the exchanger E1 through a second inlet 22 with optionally a second refrigerant stream 202 introduced through a third inlet 21.
  • the inlets and outlets of the various fluids are arranged so that the flow of fluids in the exchanger E1 takes place generally parallel to the longitudinal direction z which is preferably vertical during operation of the exchanger.
  • the first inlet 20 for the feed stream 110 is arranged at the hot end 1a of the exchanger and has the highest temperature of the first exchanger E1.
  • the cold end 1b of the exchanger presents the entry point into the exchanger where a fluid is introduced with the lowest temperature of the exchanger temperatures.
  • the second inlet 21 for the first refrigerant stream 30, and optionally the third inlet 20 for the stream 202 are arranged on the side of the hot end 1 a so that the streams 110, 202, 30 circulate in co-current in the descending direction, in the direction of the cold end 2b located at a lower level of the exchanger.
  • the first refrigerant stream can be formed by a mixture of hydrocarbons such as a mixture of ethane and propane, but can also contain nitrogen, methane, butane and / or pentane.
  • the first refrigerant stream comprises between 40 and 90% ethane and between 10 and 60% propane (mol%).
  • the ethane can be substituted in whole or in part by ethylene and / or the propane be substituted in whole or in part by propylene, that is to say that in the composition of the first refrigerant stream given above, ethylene can be used instead of all or part of the ethane and / or propylene can be used in place of all or part of the propane.
  • the first refrigerant stream 30 is split into three fractions 301, 302, 303, called partial refrigerant streams, which are successively withdrawn through respective outlets 11, 12, 13 of the exchanger E1.
  • Each partial refrigerant stream is expanded through a respective expansion member V1, V2 and V3, so as to lower the pressure of the partial refrigerant streams to three different pressure levels.
  • expansion member is meant any device, such as a valve, for example a Joule-Thomson valve, a turbine or a combination of a turbine and a valve, arranged on or in the fluid circuit, preferably. an automatically controlled valve, making it possible to reduce the pressure of the fluid from an initial pressure value to a desired pressure value.
  • the partial cooling streams are expanded to pressure values which increase in the longitudinal direction z, i. e towards the hot end 1 a.
  • the pressure value of the lowest expansion level is between 1, 1 and 2.5 bar.
  • the pressure value of the highest expansion level is between 10 and 20 bar.
  • the expanded partial refrigerant streams exhibit
  • the partial refrigerant stream expanded to the lowest pressure level has a temperature between -80 and -60 ° C.
  • the partial refrigerant stream expanded at the highest pressure level has a temperature between -20 and 10 ° C.
  • the temperatures of the vaporized refrigerant streams at the respective outlets may be between -10 and 60 ° C, 20 and -45 ° C and / or -20 and -75 ° C, respectively for the expansion levels described above.
  • phase separator members 24, 25, 26 can be any device suitable for separating a two-phase refrigerant stream into a gaseous refrigerant stream on the one hand and a stream.
  • liquid refrigerant on the other hand.
  • the two-phase cooling streams generally each have a gas / liquid ratio of less than 10%, preferably between 2 and 5% (mol%), said ratio being defined as the ratio between the molar flow rate of liquid phase and the molar flow rate gas phase.
  • liquid phases 34, 35, 36 extracted from the two-phase refrigerant streams are reintroduced into the first exchanger E1 to be vaporized there against the supply stream 110 and the first refrigerant stream 30.
  • the gas phases 31, 32, 33 are diverted from the first exchanger E1, that is to say they are not introduced there.
  • the liquefaction installation is greatly simplified since it is no longer necessary to provide specific introduction devices and the problems associated with an inhomogeneous distribution of the phases within the streams are avoided.
  • two-phase refrigerants usually exchange only sensible heat when they flow through the exchanger, so that the impact on the energy performance of the cycle is negligible.
  • each liquid refrigerant stream is vaporized against the feed stream 110 which cools, or even at least partially liquefies.
  • the liquid refrigerant streams flow from the cold end 1b of the exchanger E1 to its hot end 1a in the longitudinal direction z, in the upward direction.
  • the pairs of respective inputs and outputs are preferably arranged in increasing order of expansion pressure in the direction of the hot end 1a.
  • the liquid refrigerant streams are introduced into dedicated passages of the exchanger arranged in a heat exchange relationship with all or part of the passages of the first series and of the second series.
  • a cooled stream of hydrocarbons 102 is obtained at the outlet of exchanger E1, for example to a temperature of between -55 and -75 ° C.
  • the first stream 30 is also cooled against the currents.
  • vaporized refrigerant streams leave the first exchanger through respective outlets 14, 15, 16 and then sent to different stages of at least one pressure lifting member K1, such as a compressor.
  • the current coming from the compressor is introduced into an indirect heat exchanger such as a condenser and condensed by heat exchange with an external cooling fluid, for example water or air, to then be returned to the first exchanger E1 through the second entry 22.
  • an indirect heat exchanger such as a condenser and condensed by heat exchange with an external cooling fluid, for example water or air
  • the pressure of the first refrigerant stream at the outlet of the compressor can be between 25 and 50 bar.
  • the temperature of the first refrigerant stream at the outlet of the condenser can be between -10 and 60 ° C.
  • the gas phases 31, 32, 33 which have been diverted from the first exchanger E1 are recombined with the corresponding vaporized refrigerant streams which exit from the first exchanger E1.
  • This offers the advantage of lowering the temperature of the fluids introduced into the compressor and therefore of reducing the power required for recompression.
  • an additional separator member can be provided, for example example a valve. This makes it possible, if necessary, to adjust the liquid level in the phase separator unit 24, 25, 26 or, in the event of shutdown of the installation, to prevent cold gas streams from flowing outwards. of the heat-insulated envelope, also called cold box, containing the exchangers E1 and E2 as well as the phase separators 24, 35, 26 and 27.
  • the temperature of the vaporized refrigerant stream at its respective outlet 14, 15, 16 is also measured.
  • dew point temperature of the vaporized refrigerant stream is also determined.
  • dew point or “dew temperature” denote the temperature below which, at the pressure considered, the vapor of a gaseous element condenses. . This is the temperature at which the first drop of liquid appears in the stream.
  • This temperature depends in particular on the composition of the refrigerant stream and on the pressure value of the level of expansion considered.
  • a first temperature difference is determined corresponding to the difference between the measured temperature of the vaporized refrigerant stream and the dew point temperature.
  • a flow setpoint applied to the expansion member of the stage in question is adjusted so as to reduce the flow rate of the expanded partial refrigerant current when the first temperature difference is less than a first predetermined value and at increasing the flow rate of the expanded partial refrigerant stream when the first temperature difference is greater than said first predetermined value.
  • the flow rate is regulated for each expanded partial refrigerant stream as a function of the temperature measured at the exchanger outlet, so as to maintain this outlet temperature higher than the dew point temperature, and this with a safety margin corresponding to the temperature. first temperature difference.
  • the regulation carried out according to the invention is advantageous in particular in the event of a reduction in the flow rate of the supply current 110 introduced into the first
  • the first predetermined value is strictly greater than 0 ° C, preferably greater than or equal to 2 ° C.
  • the first predetermined value is greater than or equal to 5 ° C, preferably less than or equal to 15 ° C, more preferably between 8 and 12 ° C, in particular of the order of 10 ° C.
  • These values are chosen in order to allow both fine regulation of the process while also allowing time to react to an abrupt fluctuation in the process without the risk of sending non-fully vaporized liquid to the pressure lifting member.
  • the flow setpoint is applied via a flow controller member, or flowmeter, coupled to the expansion member V1, V2, V3, that is to say capable of cooperating with the expansion member to allow the desired flow rate value to be set or adjusted, said controller member being slaved to the first temperature difference.
  • a flow controller member or flowmeter, coupled to the expansion member V1, V2, V3, that is to say capable of cooperating with the expansion member to allow the desired flow rate value to be set or adjusted, said controller member being slaved to the first temperature difference.
  • the adjustment of the flow rate setpoint according to the invention gives rise to at least an increase or reduction in flow rate of the order of 5 to 20% of the flow rate of the refrigerant current considered, preferably between 10 and 20% ( relative gap).
  • the flow rates of refrigerant stream entering the exchanger after the various expansion levels can range from 5,000 to 200,000 Nm 3 / h, depending on the production capacity of the liquefaction installation.
  • control steps described above are iterative steps. They can be reiterated with a period of between 100 milliseconds and 1 second, preferably between 200 and 500 milliseconds, which makes it possible to regulate the process in the most stable way possible, without reacting too strongly to a sudden stress of low duration.
  • thermometer for example of the PT100 type, or else a thermocouple or thermistor temperature probe.
  • the control and / or regulation steps described in the present application are implemented by a digital control system, also called “DCS” system for “Distributed Control System” in English, that is to say. say a control system of an industrial process comprising a man-machine interface for supervision and a digital communication network.
  • the DCS system comprises several modular controllers which control the subsystems or units of the overall installation, typically a set of equipment comprising at least one microcontroller and each configured to ensure at least: the acquisition of data from at least one temperature sensor, the control of at least one actuator connected to at least one flow controller unit, the regulation and servo-control of PID type regulation loop parameters, the transmission of data between the various equipment items of the system.
  • the regulation setpoint described above can take into account in parallel other information coming from the process in order to optimize performance even more.
  • the temperature of the introduction of the feed stream 110 and the temperature of the introduction of the first refrigerant stream 30 into the first exchanger E1 are also measured.
  • at least one of the vaporized refrigerant stream temperature measurements made at the respective outlets 14 is used,
  • Two additional temperature differences are determined: a second difference corresponding to the difference between the temperature of introduction of the supply stream 110 and the temperature of the vaporized refrigerant stream and a third difference corresponding to the difference between the temperature of introduction of the first refrigerant stream 30 and the outlet temperature of the vaporized refrigerant stream.
  • the flow setpoint applied to at least one expansion device V1, V2, V3 is adjusted so as to reduce the flow of partial refrigerant current expanded by the expansion device when the second temperature difference is greater. at a second predetermined value or when the third temperature difference is greater than a third predetermined value.
  • this second regulation mode is operated simultaneously with the first mode described above and that the first mode takes priority over the second mode if it should give rise to variations in flow rate contrary to those resulting from the first mode.
  • the second predetermined value and / or the third predetermined value is less than or equal to 10 ° C, preferably between 1 and 5 ° C, more preferably between 1 and 3 ° C, and advantageously of the order of 2 ° C.
  • 10 ° C preferably between 1 and 5 ° C, more preferably between 1 and 3 ° C, and advantageously of the order of 2 ° C.
  • the second and third temperature differences are measured
  • the method according to the invention may further comprise at least one additional refrigeration cycle of the feed stream 110 operated downstream of the cycle described above.
  • downstream and upstream refer to the direction of flow of the fluid considered, here the current 110.
  • This cycle is implemented in a second heat exchanger E2,
  • liquefaction exchanger downstream of the first heat exchanger E1, then called pre-cooling exchanger.
  • the second exchanger E2 can also be a plate exchanger.
  • the cooled hydrocarbon stream 102 enters the second exchanger E2 with a second refrigerant stream 202.
  • the streams circulate in dedicated passages in directions parallel to the longitudinal direction z.
  • the inlets of the streams 102 and 202 are located in the hot area 2a of the exchanger E2, where the temperature level is the highest in the exchanger, so that the hydrocarbon stream 102 and the refrigerant stream 202 s 'co-current flows in the downward direction, towards the cold end 2b located at a lower level of the exchanger.
  • the stream of hydrocarbons 102 is introduced in the gaseous state; the stream of hydrocarbons is introduced in the gaseous or partially liquefied state into the second exchanger E2 at a temperature between -80 and -35 ° C.
  • the stream 102 can also be introduced at least partially, or even totally, liquefied in the second exchanger E2, at a temperature which can be between -130 to -100 ° C.
  • the refrigerant stream 202 is introduced at a temperature between -120 and -160 ° C and leaves the exchanger E2 at a lower temperature between -140 and -170 ° C.
  • the refrigerant stream 202 is expanded by an expansion member, such as a turbine, a valve or a combination of a turbine and a valve, so as to form a two-phase current.
  • an expansion member such as a turbine, a valve or a combination of a turbine and a valve.
  • the liquid and gas phases can be separated beforehand in a separator 27 before being
  • the second two-phase refrigerant stream 203 is reintroduced into the exchanger E2 through an inlet 41 located at the cold end 2b so that the stream 203 flows in an upward direction.
  • Stream 203 is vaporized by countercurrently cooling streams 102 and 202.
  • the vaporized refrigerant stream leaves at 42 from the exchanger E2 to be compressed by a compressor K2 and then cooled in an indirect heat exchanger by heat exchange with an external cooling fluid, for example water or air.
  • an external cooling fluid for example water or air.
  • the second refrigerant stream 202 is formed for example by a mixture of hydrocarbons and nitrogen such as a mixture of methane, ethane and nitrogen, but can also contain propane and / or butane.
  • the proportions in mole fractions (%) of the components of the refrigerant stream can be:
  • the natural gas leaves completely liquefied 101 from the second exchanger E2 at a temperature preferably at least 10 ° C higher than the bubble temperature of the liquefied natural gas produced at atmospheric pressure (the temperature of bubble designates the temperature at which the first vapor bubbles form in liquid natural gas at a given pressure) and at a pressure identical to the inlet pressure of natural gas, except for pressure drops.
  • natural gas leaves the second exchanger E2 at a temperature between -135 ° C and -170 ° C and at a pressure between 15 and 85 bar. Under these temperature and pressure conditions, natural gas does not remain entirely liquid after expansion to atmospheric pressure.

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Abstract

L'invention concerne un procédé de liquéfaction d'un courant d'hydrocarbures tel que le gaz naturel à partir d'un courant d'alimentation (110), ledit procédé comprenant les étapes suivantes : a) introduction du courant d'alimentation (110) dans un premier échangeur de chaleur (E1), b) introduction d'un premier courant réfrigérant (30) dans l'échangeur de chaleur (E1), c) extraction de l'échangeur de chaleur (E1) de plusieurs courants réfrigérants partiels (301, 302, 303) issus du premier courant réfrigérant (30) par des sorties distinctes (11, 12, 13), d) introduction de chaque courant réfrigérant partiel (301, 302, 303) issus de l'étape c) dans un organe de détente (V1, V2, V3) et détente de chaque courant réfrigérant partiel (301, 302, 303) pour produire plusieurs courants réfrigérants diphasiques à des pressions différentes, e) introduction de chaque courant diphasique réfrigérant issu de l'étape d) dans un organe séparateur de phases (24, 25, 26) pour produire un courant réfrigérant gazeux (31, 32, 33) qui est détourné du premier échangeur (E1) et un courant réfrigérant liquide (34, 35, 36) qui est introduit dans le premier échangeur (E1) par des entrées respectives (4, 5, 6), f) vaporisation de chaque courant réfrigérant liquide (31, 32, 33) par échange de chaleur avec au moins le courant d'alimentation (110) et le premier courant réfrigérant (30) de façon à extraire un courant d'hydrocarbures refroidi (102) en sortie du premier échangeur de chaleur (E1) et à extraire plusieurs courants réfrigérants vaporisés par des sorties respectives (14, 15, 16) du premier échangeur de chaleur 25 (E1). Selon l'invention, le procédé comprend en outre, pour chacun des courants réfrigérants vaporisés issus de l'étape f), les étapes suivantes : g) mesure de la température du courant réfrigérant vaporisé à sa sortie respective (14, 15, 16), h) détermination de la température de rosée du courant réfrigérant vaporisé,30 i) détermination d'un premier écart de température correspondant à la différence entre la température mesurée à l'étape g) et la température de rosée déterminée à l'étape h), j) ajustement d'une consigne de débit appliquée à l'organe de détente (V1, V2, V3) en fonction du premier écart de température déterminé à l'étape i) de façon à réduire le débit de courant réfrigérant partiel détendu à l'étape d) lorsque le premier écart de température est inférieur à une première valeur prédéterminée et à augmenter le débit de courant réfrigérant partiel détendu à l'étape d) lorsque le premier écart de température est supérieur à ladite première valeur prédéterminée.

Description

Procédé de liquéfaction de gaz naturel avec injection améliorée d’un courant réfrigérant mixte
La présente invention concerne un procédé de liquéfaction d’un courant
d’hydrocarbures, tel que le gaz naturel, ledit procédé mettant en œuvre au moins un courant réfrigérant qui se vaporise dans un échangeur de chaleur contre le courant d’hydrocarbures à liquéfier.
Il est souhaitable de liquéfier le gaz naturel pour un certain nombre de raisons. A titre d’exemple, le gaz naturel peut être stocké et transporté sur de longues distances plus facilement à l’état liquide qu’à l’état gazeux, car il occupe un volume plus petit pour une masse donnée et n’a pas besoin d’être stocké à une pression élevée.
Il existe plusieurs méthodes de liquéfaction d’un courant de gaz naturel pour obtenir du gaz naturel liquéfié (GNL). Typiquement, un courant réfrigérant, généralement un courant réfrigérant mixte formé d’un mélange contenant des hydrocarbures, est comprimé par un compresseur puis introduit dans un échangeur de chaleur où il est liquéfié et sous-refroidi jusqu’à la température la plus froide du procédé, typiquement celle du courant de gaz naturel liquéfié. A la sortie la plus froide de l’échangeur, le courant réfrigérant est détendu en formant une phase liquide et une phase gazeuse. Ces deux phases sont remélangées et réintroduites dans l’échangeur. Le courant réfrigérant introduit à l’état diphasique dans l’échangeur y est vaporisé contre le courant d’hydrocarbures qui se liquéfie. Le document WO-A-2017081374 décrit une de ces méthodes connues.
On connaît également un procédé de liquéfaction mettant en œuvre deux cycles de réfrigération. Le premier cycle de réfrigération permet de refroidir le gaz naturel jusqu’à son point de bulle à l’aide de plusieurs niveaux de détente d’un premier mélange réfrigérant fonctionnant à des pressions différentes afin d’augmenter l’efficacité du cycle. Le second cycle permet de liquéfier et de sous-refroid ir le gaz naturel et met en œuvre un seul niveau de détente d’un deuxième mélange réfrigérant. A chaque niveau de détente, on obtient un fluide diphasique qui est réintroduit dans l’échangeur à l’état de mélange liquide-gaz et se vaporise par échange de chaleur avec le courant de gaz naturel qui se refroidit et se liquéfie.
Une technologie couramment utilisée pour les échangeurs de liquéfaction de gaz naturel est celle des échangeurs en aluminium à plaques et à ailettes brasés. Ces échangeurs comprennent des plaques entre lesquelles sont insérées des ondes d’échange thermique, formées d’une succession d’ailettes ou jambes d’onde, constituant ainsi un empilage de passages de vaporisation et de passages de condensation, les uns pouvant être destinés à vaporiser du liquide frigorigène et les autres à condenser un gaz calorigène.
Ces échangeurs permettent d’obtenir des dispositifs très compacts offrant une grande surface d’échange et de travailler sous des écarts de températures faibles et avec des pertes de charges réduites, ce qui améliore les performances énergétiques du procédé de liquéfaction décrit ci-dessus.
Il se pose néanmoins certains problèmes avec les méthodes de liquéfaction connues, notamment à cause de la nature diphasique des courants réfrigérants mixtes qui sont réintroduit dans les échangeurs.
En effet, afin d’assurer le bon fonctionnement d’un échangeur mettant en œuvre un mélange réfrigérant diphasique, la proportion de phase liquide et de phase gazeuse doit être la même dans tous les passages et doit être uniforme au sein d’un même passage.
Le dimensionnement de l’échangeur est calculé en supposant une répartition uniforme des phases, et donc une seule température de fin de vaporisation de la phase liquide, égale à la température de rosée du mélange. Pour un mélange à plusieurs constituants, la température de fin de vaporisation dépend de la proportion de phase liquide et de phase gazeuse dans les passages.
Dans le cas d’une répartition inégale des deux phases dans le mélange, le profil de température du premier fluide va donc varier selon les passages, voire varier au sein d’un même passage. Du fait de cette répartition non uniforme, il peut alors arriver que le ou les fluides en relation d’échange avec le mélange à deux phases aient une température en sortie de l’échangeur supérieure à celle prévue, ce qui dégrade les performances de l’échangeur de chaleur.
Une solution pour répartir plus uniformément les phases liquide et gazeuse du mélange consiste à les introduire séparément dans l’échangeur, puis à les mélanger entre elles seulement à l’intérieur de l’échangeur. On connaît de FR-A-2563620 ou WO-A-2018172644 des dispositifs d’introduction diphasique dans un échangeur. Ces dispositifs sont des pièces usinées comprenant un agencement particulier de canaux séparés pour une phase liquide et une phase gazeuse et d’orifices mettant ces canaux en communication fluidique afin de distribuer un mélange liquide-gaz. Toutefois, ces dispositifs sont des éléments complexes à dimensionner et qui peuvent, dans certaines conditions, ne pas fonctionner sur toute la plage d’utilisation du procédé. Il peut aussi se produire des déséquilibres dans l’alimentation en fluide des différents orifices, donnant lieu à une répartition inégale du mélange liquide-gaz dans la largeur du passage de l’échangeur. En outre, lorsque les débits de phase gazeuse générés par les détentes assez faibles, correspondant typiquement à des ratio gaz/liquide de 3 à 4% (% molaire), les dispositifs d’introduction diphasique peuvent complexifier inutilement l’architecture de la batterie d’échangeurs. Un autre problème qui se pose concerne les risques de vaporisation incomplète du mélange réfrigérant diphasique. En effet, le fluide réfrigérant sortant de l’échangeur est envoyé vers un compresseur puis condensé avant d’être réintroduit dans
l’échangeur, ce qui ferme le cycle de réfrigération. Si le fluide réfrigérant n’est pas totalement vaporisé à sa sortie de l’échangeur, il se peut que des gouttelettes de liquides soient envoyées dans le compresseur risquant d’endommager les organes mobiles à grande vitesse dudit compresseur.
Par ailleurs, le document US-A-2007227185 enseigne de séparer les phases liquide et gazeuse du mélange réfrigérant, d’introduire la phase liquide dans l’échangeur alors que la phase gazeuse est détournée de l’échangeur. Il se présente alors les mêmes risques de vaporisation incomplète du mélange réfrigérant liquide.
La présente invention a pour but de résoudre en tout ou partie les problèmes mentionnés ci-avant, notamment en proposant un procédé de liquéfaction d’un courant d’hydrocarbures contre au moins un courant réfrigérant, dans lequel la distribution dudit courant réfrigérant dans l’échangeur est la plus homogène possible tout en simplifiant l’architecture de l’installation de liquéfaction et en préservant l’intégrité des équipements formant l’installation.
La solution selon l’invention est alors un procédé de liquéfaction d’un courant d’hydrocarbures tel que le gaz naturel à partir d’un courant d’alimentation, ledit procédé comprenant les étapes suivantes :
a) introduction du courant d’alimentation dans un premier échangeur de chaleur, b) introduction d’un premier courant réfrigérant dans l’échangeur de chaleur, c) extraction de l’échangeur de chaleur de plusieurs courants réfrigérants partiels issus du premier courant réfrigérant par des sorties distinctes, d) introduction de chaque courant réfrigérant partiel issus de l’étape c) dans un organe de détente et détente de chaque courant réfrigérant partiel pour produire plusieurs courants réfrigérants diphasiques à des pressions différentes,
e) introduction de chaque courant diphasique réfrigérant issu de l’étape d) dans un organe séparateur de phases pour produire un courant réfrigérant gazeux qui est détourné du premier échangeur et un courant réfrigérant liquide qui est introduit dans le premier échangeur par des entrées respectives,
f) vaporisation de chaque courant réfrigérant liquide par échange de chaleur avec au moins le courant d’alimentation et le premier courant réfrigérant de façon à extraire un courant d’hydrocarbures refroidi en sortie du premier échangeur de chaleur et à extraire plusieurs courants réfrigérants vaporisés par des sorties respectives du premier échangeur de chaleur, caractérisé en ce qu’il comprend en outre, pour chacun des courants réfrigérants vaporisés issus de l’étape f), les étapes suivantes :
g) mesure de la température du courant réfrigérant vaporisé à sa sortie respective,
h) détermination de la température de rosée du courant réfrigérant vaporisé, i) détermination d’un premier écart de température correspondant à la différence entre la température mesurée à l’étape g) et la température de rosée déterminée à l’étape h),
j) ajustement d’une consigne de débit appliquée à l’organe de détente en fonction du premier écart de température déterminé à l’étape i) de façon à réduire le débit de courant réfrigérant partiel détendu à l’étape d) lorsque le premier écart de température est inférieur à une première valeur prédéterminée et à augmenter le débit de courant réfrigérant partiel détendu à l’étape d) lorsque le premier écart de température est supérieur à ladite première valeur prédéterminée.
Selon le cas, l’invention peut comprendre l’une ou plusieurs des caractéristiques suivantes :
la première valeur prédéterminée est supérieure ou égale à 5 °C, de préférence inférieure à 15°C, de préférence encore comprise entre 8 et 12 °C.
pour chacun des courants réfrigérants vaporisés, la consigne de débit est appliquée via un organe contrôleur de débit couplé à l’organe de détente et asservi sur le premier écart de température déterminé à l’étape i). préalablement à l’étape j), le débit de courant réfrigérant partiel présente une valeur de consigne et, à l’étape j), le débit de courant réfrigérant partiel est réduit ou augmenté de 5 à 20%, de préférence de 10 et 20% par rapport à la valeur de consigne.
- les étapes g) à j) sont réitérées à une période comprise entre 100
millisecondes et 1 seconde, de préférence comprise entre 200 et 500 millisecondes. le courant d’alimentation est introduit par une première entrée située à un bout chaud du premier échangeur, ladite première entrée présentant la température est la plus élevée de l’échangeur, et au moins un des courants réfrigérants liquides est introduit par une entrée respective située à un bout froid du premier échangeur, ladite entrée respective présentant la température est la plus basse de l’échangeur, les courants réfrigérants liquides étant vaporisés dans le premier échangeur dans un sens ascendant et en direction du bout chaud.
Le procédé comprend en outre les étapes suivantes :
k) mesure des températures d’introduction du courant d’alimentation (110) et du premier courant réfrigérant (30) dans le premier échangeur (E1 ),
L) mesure de la température d’au moins un courant réfrigérant vaporisé à sa sortie respective (14, 15, 16),
m) détermination d’un deuxième écart de température correspondant à la différence entre la température d’introduction du courant d’alimentation (110) et la température du courant réfrigérant vaporisé et d’un troisième écart de température correspondant à la différence entre la température d’introduction du premier courant réfrigérant (30) et la température du courant réfrigérant vaporisé,
n) ajustement de la consigne de débit appliquée à au moins un organe de détente (V1 , V2, V3) en fonction du deuxième écart de température et du troisième écart de température déterminés à l’étape m) de façon à réduire le débit de courant réfrigérant partiel détendu à l’étape d) lorsque le deuxième écart de température est supérieur à une deuxième valeur prédéterminée ou le troisième écart de température est supérieur à une troisième valeur prédéterminée.
- la deuxième valeur prédéterminée et/ou la troisième valeur prédéterminée est inférieure ou égale à 10°C, de préférence comprise entre 1 et 5°C, de préférence encore comprise entre 1 et 3°C.
à l’étape d), on produit au moins un premier courant diphasique réfrigérant ayant une première pression et un deuxième courant diphasique réfrigérant ayant une deuxième pression, la première pression étant supérieure à la deuxième pression, donnant lieu respectivement à un premier courant réfrigérant vaporisé sortant du premier échangeur par une première sortie respective et à un deuxième courant réfrigérant vaporisé sortant du premier échangeur par une deuxième sortie respective, la première sortie étant la plus proche du bout chaud du premier échangeur et la mesure de température de l’étape I) étant réalisée uniquement sur le premier courant vaporisé sortant par la première sortie respective.
chaque courant réfrigérant gazeux et chaque courant réfrigérant vaporisé issus d’un organe séparateur de phases respectif sont recombinés au niveau de point de recombinaison puis introduit dans un organe élévateur de pression tel un compresseur.
chaque courant réfrigérant gazeux est introduit dans un organe séparateur supplémentaire agencé entre le point de recombinaison et l’organe séparateur de phase.
les courants réfrigérants diphasiques produits à l’étape d) présentent chacun un ratio gaz/liquide inférieur à 10%, de préférence compris entre 2 et 5% (% molaire), ledit ratio étant défini comme le rapport entre le débit molaire de phase liquide et le débit molaire de phase gazeuse de chaque courant réfrigérant diphasique.
le premier courant réfrigérant comprend un mélange d'hydrocarbures contenant plusieurs constituants choisis parmi : le méthane, d'éthane, l'azote, le propane, le butane, le pentane, l’éthylène, le propylène.
le premier courant réfrigérant comprend entre 40 et 90% d’éthane et/ou d’éthylène et entre 10 et 60% de propane et/ou de propylène (% molaire)
le procédé comprend en outre les étapes suivantes :
i) introduction du courant d’hydrocarbures refroidi sortant du premier échangeur de chaleur dans un deuxième échangeur de chaleur,
ii) introduction d’un deuxième courant réfrigérant dans le deuxième échangeur de chaleur, ledit deuxième courant réfrigérant ayant de préférence circulé au préalable dans le premier échangeur de chaleur,
iii) sortie du deuxième courant réfrigérant introduit à l’étape b) et détente dudit deuxième courant réfrigérant de sorte à produire un deuxième courant réfrigérant diphasique (203), iv) réintroduction du deuxième courant réfrigérant diphasique issu de l’étape iii) dans le deuxième échangeur de chaleur, et
v) liquéfaction du courant d’hydrocarbures refroidi par échange de chaleur avec au moins le deuxième courant réfrigérant diphasique réintroduit à l’étape iv) de façon à obtenir un courant d’hydrocarbures au moins partiellement liquéfié.
L'expression "gaz naturel" se rapporte à toute composition contenant des
hydrocarbures dont au moins du méthane. Cela comprend une composition « brute » (préalablement à tout traitement ou lavage), ainsi que toute composition ayant été partiellement, substantiellement ou entièrement traitée pour la réduction et/ou élimination d'un ou plusieurs composés, y compris, mais sans s'y limiter, le soufre, le dioxyde de carbone, l'eau, le mercure et certains hydrocarbures lourds et
aromatiques.
La présente invention va maintenant être mieux comprise grâce à la description suivante, donnée uniquement à titre d'exemple non limitatif et faite en référence aux figures ci-annexés, parmi lesquelles :
Fig. 1 schématise un procédé de liquéfaction d’un courant d’hydrocarbures selon un mode de réalisation de l’invention.
Fig. 2 schématise un procédé de liquéfaction d’un courant d’hydrocarbures selon un autre mode de réalisation de l’invention.
Fig. 1 schématise un procédé de liquéfaction d’un courant d’hydrocarbures tel que le gaz naturel comportant un cycle de réfrigération dans lequel le gaz naturel est refroidi jusqu’à son point de rosée à l’aide de trois niveaux de détente différents pour augmenter l’efficacité du cycle.
Notons que dans le cadre de l’invention, au moins deux niveaux de détente peuvent être mis en œuvre.
Ce cycle de réfrigération est opéré au moyen d’un premier courant réfrigérant 30 introduit dans un premier échangeur de chaleur E1.
L’échangeur E1 peut être tout dispositif comprenant des passages adaptés à l’écoulement de plusieurs fluides et permettant des échanges de chaleur direct ou indirect entre lesdits fluides. De préférence, le premier échangeur E1 est un échangeur à plaques brasé comprenant plusieurs plaques (non visibles) qui s’étendent suivant deux dimensions, longueur et largeur de l’échangeur,
respectivement suivant une direction longitudinale z et une direction latérale y orthogonale à z et parallèle aux plaques. Les plaques sont disposées parallèlement l’une au-dessus de l’autre avec espacement suivant une direction d’empilement x, formant ainsi une pluralité de passages pour les fluides du procédé qui sont à mettre en relation d’échange de chaleur indirect via les plaques.
Le premier courant réfrigérant 30 est introduit dans une première série de passages du premier échangeur E1. Un courant d’alimentation 110 est introduit dans le premier échangeur et circule dans une deuxième série de passages agencés, en tout ou partie, en alternance et/ou de façon adjacente avec tout ou partie des passages de la première série.
Le courant d’alimentation 110 est un mélange d’hydrocarbures pouvant être du gaz naturel, éventuellement pré-traité, par exemple ayant subi une séparation d’au moins un des constituants suivants : eau, dioxyde de carbone, composés soufrés, méthanol, avant son introduction dans l’échangeur de chaleur.
De préférence, le courant d’alimentation 110 comprend, en fraction molaire, au moins 60% de méthane, de préférence au moins 80%. Le courant d’alimentation 110 arrive par exemple à une pression comprise entre 20 et 90 bar. De préférence, le courant d’alimentation est introduit dans le premier échangeur à une température comprise entre -10 et 60 °C.
Le courant d’alimentation 110 peut être fractionné, c'est-à-dire qu'une partie des hydrocarbures C2+ contenant au moins deux atomes de carbone est séparée du gaz naturel en utilisant un dispositif connu de l'homme de l'art. Les hydrocarbures C2+ recueillis sont envoyés dans des colonnes de fractionnement comportant un deéthaniseur. La fraction légère recueillie en tête du deéthaniseur peut être mélangée avec le courant 110. La fraction liquide recueillie en fond du deéthaniseur est envoyée à un dépropaniseur.
Le courant d’alimentation 110 est introduit dans le premier échangeur E1 par une première entrée 20. Le premier courant réfrigérant 30 entre dans l’échangeur E1 par une deuxième entrée 22 avec éventuellement un deuxième courant réfrigérant 202 introduit par une troisième entrée 21. Les entrées et les sorties des différents fluides sont agencées de sorte que l’écoulement des fluides dans l’échangeur E1 a lieu globalement parallèlement à la direction longitudinale z qui est de préférence verticale lors du fonctionnement de l’échangeur.
La première entrée 20 pour le courant d’alimentation 110 est agencée au bout chaud 1 a de l’échangeur et présente la température la plus élevée du premier échangeur E1. Par opposition, le bout froid 1 b de l’échangeur présente le point d’entrée dans l’échangeur où un fluide est introduit avec la température la plus basse des températures de l’échangeur.
De préférence, la deuxième entrée 21 pour le premier courant réfrigérant 30, et éventuellement la troisième entrée 20 pour le courant 202 sont agencées du côté du bout chaud 1 a de sorte que les courants 110, 202, 30 circulent à co-courant dans le sens descendant, en direction du bout froid 2b situé à un niveau inférieur de l’échangeur.
Le premier courant réfrigérant peut être formé par un mélange d'hydrocarbures tels qu'un mélange d'éthane et de propane, mais peut également contenir de l’azote, du méthane, du butane et/ou du pentane. De préférence, le premier courant réfrigérant comprend entre 40 et 90% d’éthane et entre 10 et 60% de propane (% molaire). Notons que selon un mode de réalisation de l’invention, l’éthane peut être substitué en tout ou partie par de l’éthylène et/ou le propane être substitué en tout ou partie par du propylène, c’est-à-dire que dans la composition du premier courant réfrigérant donnée ci-dessus, l’éthylène peut être utilisé en lieu et place de tout ou partie de l’éthane et/ou le propylène peut être utilisé en lieu et place de tout ou partie du propane. Cela permet un gain en efficacité du procédé car l’écart de température de vaporisation à pression constante entre éthylène et propylène est plus important que l’écart de ces dites températures pour de l’éthane et du propane. Ceci permet de minimiser l’écart de température entre les fluides froids et les fluides chauds et ainsi d’améliorer l’efficacité du procédé.
Après son introduction par la deuxième entrée 22, le premier courant réfrigérant 30 est scindé en trois fractions 301 , 302, 303, appelées courants réfrigérants partiels, qui sont successivement soutirées par des sorties respectives 11 , 12, 13 de l’échangeur E1. Chaque courant réfrigérant partiel est détendu à travers un organe de détente V1 , V2 et V3 respectif, de façon à abaisser la pression des courants réfrigérants partiels à trois niveaux de pression différents.
Par « organe de détente », on entend tout dispositif, tel une vanne, par exemple une vanne Joule-Thomson, une turbine ou une combinaison d'une turbine et d’une vanne, agencé sur ou dans le circuit de fluide, de préférence une vanne contrôlée automatiquement, et permettant d'opérer une réduction de la pression du fluide depuis une valeur de pression initiale jusqu'au une valeur de pression souhaitée. De préférence, les courants réfrigérants partiels sont détendus à des valeurs de pressions qui augmentent suivant la direction longitudinale z, i. e en direction du bout chaud 1 a.
De préférence, la valeur de pression du niveau de détente le plus bas est comprise entre 1 ,1 et 2,5 bar. La valeur de pression du niveau de détente le plus élevé est comprise entre 10 et 20 bar. Il peut y avoir au moins un niveau de pression intermédiaire avec une valeur de pression de détente comprise entre 4,5 et 7,5 bar. De préférence, les courants réfrigérants partiels détendus présentent des
températures qui augmentent suivant la direction longitudinale z, i. e en direction du bout chaud 1 a. Ces températures correspondent aux températures d’introduction aux entrées respectives dans l’échangeur E1. De préférence le courant réfrigérant partiel détendu au niveau de pression le plus bas présente une température comprise entre -80 et -60 °C. Le courant réfrigérant partiel détendu au niveau de pression le plus élevé présente une température comprise entre -20 et 10°C. Il peut y avoir au moins un niveau de détente intermédiaire avec une température après détente comprise entre -50 et -25°C. Les températures des courants réfrigérants vaporisés aux sorties respectives peuvent être comprises entre -10 et 60 °C, 20 et -45 °C et/ou -20 et -75 °C, respectivement pour les niveaux de détente décrits ci-dessus.
Les détentes donnent lieu à plusieurs courants réfrigérants diphasiques qui sont introduits dans des organes séparateur de phases 24, 25, 26. De tels organes peuvent être tout dispositif adapté pour séparer un courant réfrigérant diphasique en un courant réfrigérant gazeux d’une part et un courant réfrigérant liquide d’autre part. Notons que les courants réfrigérants diphasiques présentent généralement chacun un ratio gaz/liquide inférieur à 10%, de préférence compris entre 2 et 5% (% molaire), ledit ratio étant défini comme le rapport entre le débit molaire de phase liquide et le débit molaire de phase gazeuse.
Dans le cadre de l’invention, seules les phases liquides 34, 35, 36 extraites des courants diphasiques réfrigérants sont réintroduites dans le premier échangeur E1 pour y être vaporisées contre le courant d’alimentation 110 et le premier courant réfrigérant 30. Les phases gazeuses 31 , 32, 33 sont détournées du premier échangeur E1 , c’est-à-dire qu’elles n’y sont pas introduites.
Ainsi, on simplifie grandement l’installation de liquéfaction puisqu’il n’est plus nécessaire de prévoir des dispositifs d’introduction spécifiques et on évite les problèmes liés à une répartition inhomogène des phases au sein des courants réfrigérants diphasiques. En outre, les phases gazeuses n’échangent habituellement que de la chaleur sensible lorsqu’elles s’écoulent dans l’échangeur, si bien que l’impact sur les performances énergétiques du cycle est négligeable.
Dans l’échangeur E1 , chaque courant réfrigérant liquide est vaporisé contre le courant d’alimentation 110 qui se refroidit, voire se liquéfie au moins partiellement.
De préférence, les courants réfrigérants liquides s’écoulent depuis le bout froid 1 b de l’échangeur E1 vers son bout chaud 1 a suivant la direction longitudinale z, dans le sens ascendant. Notons que les couples d’entrées et sorties respectives sont agencées de préférence par ordre croissant de pression de détente en direction du bout chaud 1 a. Notons également que les courants réfrigérants liquides sont introduits dans des passages dédiés de l’échangeur agencés en relation d’échange thermique avec tout ou partie des passages de la première série et de la deuxième série.
On obtient un courant d’hydrocarbures 102 refroidi en sortie de l'échangeur E1 , par exemple à une température comprise entre -55 et -75 °C.
De préférence, le premier courant 30 est aussi refroidi contre les courants
réfrigérants liquides qui se vaporisent.
Plusieurs courants réfrigérants vaporisés sortent du premier échangeur par des sorties respectives 14, 15, 16 puis envoyés à différents étages d’au moins un organe élévateur de pression K1 , tel un compresseur. Le courant issu du compresseur est introduit dans un échangeur de chaleur indirect tel un condenseur et condensé par échange de chaleur avec un fluide extérieur de refroidissement, par exemple de l'eau ou de l'air, pour être ensuite renvoyé dans le premier échangeur E1 par la deuxième entrée 22.
La pression du premier courant réfrigérant à la sortie du compresseur peut être comprise entre 25 et 50 bar. La température du premier courant réfrigérant à la sortie du condenseur peut être comprise entre -10 et 60 °C.
Avantageusement, les phases gazeuses 31 , 32, 33 qui ont été détournées du premier échangeur E1 sont recombinées avec les courants réfrigérants vaporisés correspondants qui sortent du premier échangeur E1. Cela offre l’avantage d’abaisser la température des fluides introduits dans le compresseur et donc de diminuer la puissance nécessaire à la recompression.
Entre chaque organe séparateur de phases 24, 25, 26 et chaque point de
recombinaison respectif, il peut être prévu un organe séparateur supplémentaire, par exemple une vanne. Cela permet si besoin d’ajuster le niveau de liquide dans l’organe séparateur de phase 24, 25, 26 ou, en cas d’arrêt de l’installation, d’éviter que des courants gazeux froids s’écoulent vers l’extérieur de l’enveloppe calorifugée, également appelée boîte froide, contenant les échangeurs E1 et E2 ainsi que les séparateurs de phase 24, 35, 26 et 27.
Selon l’invention, on mesure en outre, pour chacun des courants réfrigérants vaporisés sortant du premier échangeur E1 , la température du courant réfrigérant vaporisé à sa sortie respective 14, 15, 16.
On détermine en outre de la température de rosée du courant réfrigérant vaporisé Les termes « point de rosée » ou « température de rosée » désignent la température au-dessous de laquelle, à la pression considérée, la vapeur d'un élément gazeux, se condense. C’est la température à partir de laquelle la première goutte de liquide apparaît dans le courant.
Cette température dépend notamment de la composition du courant réfrigérant et de la valeur de pression du niveau de détente considéré.
A partir de ces informations, on détermine un premier écart de température correspondant à la différence entre la température mesurée du courant réfrigérant vaporisé et la température de rosée. En fonction du premier écart, on ajuste une consigne de débit appliquée à l’organe de détente de l’étage considéré de façon à réduire le débit de courant réfrigérant partiel détendu lorsque le premier écart de température est inférieur à une première valeur prédéterminée et à augmenter le débit de courant réfrigérant partiel détendu lorsque le premier écart de température est supérieur à ladite première valeur prédéterminée.
Ainsi, on opère une régulation du débit pour chaque courant réfrigérant partiel détendu en fonction de la température mesurée en sortie d’échangeur, de sorte à maintenir cette température de sortie supérieure à la température de rosée, et ce avec une marge de sécurité correspondant au premier écart de température.
La régulation opérée selon l’invention est avantageuse notamment en cas de diminution du débit de courant d’alimentation 110 introduit dans le premier
échangeur E1 , car elle permet d’ajuster en conséquence le débit de courant réfrigérant entrant dans l’échangeur afin qu’il ne soit pas trop important et que sa vaporisation soit incomplète.
On s’assure donc que le courant réfrigérant sortant par chaque sortie respective du premier échangeur est bien vaporisé en totalité, ce qui prévient les risques d’endommagement de l’organe élévateur de pression agencé en aval de l’échangeur, tout en contrôlant le débit pour que le premier écart reste suffisamment faible pour maximiser les performances de l’échangeur.
Avantageusement, la première valeur prédéterminée est strictement supérieure à 0 °C, de préférence supérieure ou égale à 2°C.
De préférence, la première valeur prédéterminée est supérieure ou égale à 5°C, de préférence inférieure ou égale à 15°C, de préférence encore comprise entre 8 et 12 °C, en particulier de l’ordre de 10 °C. Ces valeurs sont choisies afin de permettre à la fois une régulation fine du procédé tout en permettant aussi d’avoir le temps de réagir à une fluctuation brusque du procédé sans risquer d’envoyer du liquide non totalement vaporisé à l’organe élévateur de pression.
De préférence, pour chacun des courants réfrigérants vaporisés, la consigne de débit est appliquée via un organe contrôleur de débit, ou débitmètre, couplé à l’organe de détente V1 , V2, V3, c’est-à-dire apte à coopérer avec l’organe de détente pour permettre de régler ou d'ajuster la valeur de débit souhaitée, ledit organe contrôleur étant asservi sur le premier écart de température.
De préférence, l’ajustement de la consigne de débit selon l’invention donne lieu à au moins une augmentation ou réduction de débit de l’ordre de 5 à 20% du débit du courant réfrigérant considéré, de préférence entre 10 et 20% (écart relatif).
Notons que les débits de courant réfrigérant entrant dans l’échangeur après les différents niveaux de détente peuvent aller de 5000 à 200 000 Nm3/h, selon la capacité de production de l’installation de liquéfaction.
De préférence, les étapes de contrôle décrites ci-dessus sont des étapes itératives. Elles peuvent être réitérées avec une période comprise entre 100 millisecondes et 1 seconde, de préférence comprise entre 200 et 500 millisecondes, ce qui permet de réguler le procédé de la manière la plus stable possible, sans réagir de manière trop forte à une sollicitation subite de faible durée.
Notons que les mesures de température peuvent être réalisées par tout dispositif ou capteur, de préférence une sonde à résistance, par exemple du type PT100, ou bien une sonde de température à thermocouple ou à thermistance.
Avantageusement, les étapes de contrôle et/ou de régulation décrites dans la présente demande sont mises en œuvre par un système numérique de contrôle- commande, également appelé système « DCS » pour « Distributed Control System » en anglais, c’est-à-dire un système de contrôle d'un procédé industriel comprenant une interface homme-machine pour la supervision et un réseau de communication numérique. Le système DCS comprend plusieurs contrôleurs modulaires qui commandent les sous-systèmes ou unités de l'installation globale, typiquement un ensemble d’équipements comprenant au moins un microcontrôleur et configurés chacun pour assurer au moins : l’acquisition des données d’au moins un capteur de température, le contrôle d’au moins un actionneur relié à au moins un organe contrôleur de débit, la régulation et l’asservissement de paramètres boucles de régulation de type PID, la transmission de données entre les différents équipements du système.
Selon un mode de réalisation avantageux, la consigne de régulation précédemment décrite peut prendre en compte en parallèle d’autres informations en provenance du procédé afin d’optimiser encore plus les performances.
Plus précisément, on mesure également la température d’introduction du courant d’alimentation 110 et la température d’introduction du premier courant réfrigérant 30 dans le premier échangeur E1. On utilise en outre au moins une des mesures de températures de courant réfrigérant vaporisé réalisées aux sorties respectives 14,
15, 16.
On détermine deux écarts de température supplémentaires : un deuxième écart correspondant à la différence entre la température d’introduction du courant d’alimentation 110 et la température du courant réfrigérant vaporisé et un troisième écart correspondant à la différence entre la température d’introduction du premier courant réfrigérant 30 et la température de sortie du courant réfrigérant vaporisé.
En fonction de ces paramètres, on ajuste la consigne de débit appliquée à au moins un organe de détente V1 , V2, V3 de façon à réduire le débit de courant réfrigérant partiel détendu par l’organe de détente lorsque le deuxième écart de température est supérieur à une deuxième valeur prédéterminée ou lorsque le troisième écart de température est supérieur à une troisième valeur prédéterminée.
Cela permet d’optimiser le débit de réfrigération, c’est-à-dire d’avoir en permanence le débit suffisant et nécessaire pour faire fonctionner le procédé à son point d’efficacité maximum.
En effet, plus l’écart de température entre fluide calorigène et fluide frigorigène est faible au bout chaud de l’échangeur, plus on maximise le transfert d’énergie disponible dans le fluide frigorigène vers le fluide calorigène, tout en évitant de consommer trop de débit de fluide frigorigène par rapport au besoin réel. Notons que ce deuxième mode de régulation est opéré simultanément au premier mode précédemment décrit et que le premier mode est prioritaire sur le deuxième mode s’il devait donner lieu à des variations de débit contraires à celles résultant du premier mode.
Avantageusement, la deuxième valeur prédéterminée et/ou la troisième valeur prédéterminée est inférieure ou égale à 10°C, de préférence comprise entre 1 et 5°C, de préférence encore comprise entre 1 et 3°C, et avantageusement de l’ordre de 2°C. Ces valeurs offrent un bon compromis entre dimensionnement de la surface d’échange et énergie à fournir aux organes de compression. En effet plus l’écart de température est faible, plus la surface d’échange nécessaire est importante mais plus les débits circulant sont faibles, minimisant la puissance nécessaire fournie aux organes de compression.
De préférence, on mesure les deuxième et troisième écarts de température
seulement à partir de la température mesurée à la sortie la plus proche du bout chaud 1 a du premier échangeur E1 (16 sur Fig. 1 ). Cela évite de trop complexifier l’installation car cette sortie est le plus accessible pour réaliser une mesure de température.
Selon une réalisation avantageuse, illustrée par Fig. 2, le procédé selon l’invention peut comprendre en outre au moins un cycle de réfrigération supplémentaire du courant d’alimentation 110 opéré en aval du cycle précédemment décrit.
Notons que de manière générale, les termes « aval » et « amont » se réfèrent au sens d’écoulement du fluide considéré, ici le courant 110.
Ce cycle est mis en œuvre dans un deuxième échangeur de chaleur E2,
généralement appelé échangeur de liquéfaction, en aval du premier échangeur de chaleur E1 , appelé alors échangeur de pré-refroidissement.
Le deuxième échangeur E2 peut aussi être un échangeur à plaques. Le courant d’hydrocarbures refroidi 102 entre dans le deuxième échangeur E2 avec un deuxième courant réfrigérant 202. Les courants circulent dans des passages dédiés selon des directions parallèles à la direction longitudinale z.
Avantageusement, les entrées des courants 102 et 202 sont situées au chaud 2a de l’échangeur E2, là où le niveau de température est le plus élevé de l’échangeur, de sorte que le courant d’hydrocarbures 102 et le courant réfrigérant 202 s’écoule à co courant dans le sens descendant, en direction du bout froid 2b situé à un niveau inférieur de l’échangeur. De préférence, le courant d’hydrocarbures 102 est introduit à l’état gazeux le courant d’hydrocarbures est introduit à l’état gazeux ou partiellement liquéfié dans le deuxième échangeur E2 à une température comprise entre -80 et -35 °C. Notons que le courant 102 peut aussi être introduit au moins partiellement, voire totalement, liquéfié dans le deuxième échangeur E2, à une température qui peut être comprise entre -130 à -100 °C.
De préférence, le courant réfrigérant 202 est introduit à une température comprise entre -120 et -160 °C et sort de l’échangeur E2 à une température inférieure comprise entre -140 et -170 °C.
A sa sortie de l'échangeur E2, le courant réfrigérant 202 est détendu par un organe de détente, tel une turbine, une vanne ou une combinaison d'une turbine et d’une vanne, de façon à former un courant diphasique. Les phases liquide et gazeuse peuvent être séparées préalablement dans un séparateur 27 avant d’être
recombinées et réintroduites à l’état de mélange liquide-gaz 203 dans l'échangeur E2.
Le deuxième courant réfrigérant diphasique 203 est réintroduit dans l’échangeur E2 par une entrée 41 située au bout froid 2b de façon à ce que le courant 203 s’écoule en sens ascendant. Le courant 203 est vaporisé en réfrigérant à contre-courant les courants 102 et 202.
Le courant réfrigérant vaporisé sort en 42 de l'échangeur E2 pour être comprimé par un compresseur K2 puis refroidi dans un échangeur de chaleur indirect par échange de chaleur avec un fluide extérieur de refroidissement, par exemple de l'eau ou de l'air.
Le deuxième courant réfrigérant 202 est formé par exemple par un mélange d'hydrocarbures et d'azote tels qu'un mélange de méthane, d'éthane et d'azote mais peut également contenir du propane et/ou du butane. Les proportions en fractions molaires (%) des composants du courant réfrigérant peuvent être:
Azote: 0 % à 10 %
Méthane: 30 % à 70 %
Ethane: 30 % à 70 %
Propane: 0 % à 10 %
Le gaz naturel sort totalement liquéfié 101 du deuxième échangeur E2 à une température de préférence supérieure d'au moins 10°C par rapport à la température de bulle du gaz naturel liquéfié produit à pression atmosphérique (la température de bulle désigne la température à laquelle les premières bulles de vapeur se forment dans un gaz naturel liquide à une pression donnée) et à une pression identique à la pression d'entrée du gaz naturel, aux pertes de charge près. Par exemple le gaz naturel sort du deuxième échangeur E2 à une température comprise entre -135 °C et -170 °C et à une pression comprise entre 15 et 85 bar. Dans ces conditions de température et de pression, le gaz naturel ne reste pas entièrement liquide après une détente jusqu'à la pression atmosphérique.
Bien entendu, l’invention n’est pas limitée aux exemples particuliers décrits et illustrés dans la présente demande. D’autres variantes ou modes de réalisation à la portée de l’homme du métier peuvent aussi être envisagés sans sortir du cadre de l’invention. Par exemple d’autres configurations d’injection et de d’extraction des fluides de l’échangeur, d’autre sens et directions d’écoulement des fluides, d’autres types de fluides, d’autres types d’échangeurs... sont bien sûr envisageables, selon les contraintes imposées par le procédé à mettre en œuvre.

Claims

REVENDICATIONS
1. Procédé de liquéfaction d’un courant d’hydrocarbures tel que le gaz naturel à partir d’un courant d’alimentation (110), ledit procédé comprenant les étapes suivantes :
a) introduction du courant d’alimentation (110) dans un premier échangeur de chaleur (E1 ),
b) introduction d’un premier courant réfrigérant (30) dans l’échangeur de chaleur
(E1 ),
c) extraction de l’échangeur de chaleur (E1 ) de plusieurs courants réfrigérants partiels (301 , 302, 303) issus du premier courant réfrigérant (30) par des sorties distinctes (11 , 12, 13),
d) introduction de chaque courant réfrigérant partiel (301 , 302, 303) issus de l’étape c) dans un organe de détente (V1 , V2, V3) et détente de chaque courant réfrigérant partiel (301 , 302, 303) pour produire plusieurs courants réfrigérants diphasiques à des pressions différentes,
e) introduction de chaque courant diphasique réfrigérant issu de l’étape d) dans un organe séparateur de phases (24, 25, 26) pour produire un courant réfrigérant gazeux (31 , 32, 33) qui est détourné du premier échangeur (E1 ) et un courant réfrigérant liquide (34, 35, 36) qui est introduit dans le premier échangeur (E1 ) par des entrées respectives (4, 5, 6),
f) vaporisation de chaque courant réfrigérant liquide (31 , 32, 33) par échange de chaleur avec au moins le courant d’alimentation (110) et le premier courant réfrigérant (30) de façon à extraire un courant d’hydrocarbures refroidi (102) en sortie du premier échangeur de chaleur (E1 ) et à extraire plusieurs courants réfrigérants vaporisés par des sorties respectives (14, 15, 16) du premier échangeur de chaleur (E1 ), caractérisé en ce qu’il comprend en outre, pour chacun des courants réfrigérants vaporisés issus de l’étape f), les étapes suivantes :
g) mesure de la température du courant réfrigérant vaporisé à sa sortie respective (14, 15, 16),
h) détermination de la température de rosée du courant réfrigérant vaporisé, i) détermination d’un premier écart de température correspondant à la différence entre la température mesurée à l’étape g) et la température de rosée déterminée à l’étape h),
j) ajustement d’une consigne de débit appliquée à l’organe de détente (V1 , V2, V3) en fonction du premier écart de température déterminé à l’étape i) de façon à réduire le débit de courant réfrigérant partiel détendu à l’étape d) lorsque le premier écart de température est inférieur à une première valeur prédéterminée et à augmenter le débit de courant réfrigérant partiel détendu à l’étape d) lorsque le premier écart de température est supérieur à ladite première valeur prédéterminée.
2. Procédé selon la revendication 1 , caractérisé en ce que la première valeur prédéterminée est supérieure ou égale à 5 °C, de préférence inférieure à 15°C, de préférence encore comprise entre 8 et 12 °C.
3. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que, pour chacun des courants réfrigérants vaporisés, la consigne de débit est appliquée via un organe contrôleur de débit couplé à l’organe de détente (V1 , V2, V3) et asservi sur le premier écart de température déterminé à l’étape i).
4. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que, préalablement à l’étape j), le débit de courant réfrigérant partiel présente une valeur de consigne et, à l’étape j), le débit de courant réfrigérant partiel est réduit ou augmenté de 5 à 20%, de préférence de 10 et 20% par rapport à la valeur de consigne.
5. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que les étapes g) à j) sont réitérées à une période comprise entre 100 millisecondes et 1 seconde, de préférence comprise entre 200 et 500 millisecondes.
6. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que le courant d’alimentation (110) est introduit par une première entrée (20) située à un bout chaud (1 a) du premier échangeur (E1 ), ladite première entrée (20) présentant la température la plus élevée de l’échangeur, et au moins un des courants réfrigérants liquides (34, 35, 36) est introduit par une entrée respective (4) située à un bout froid (1 b) du premier échangeur (E1 ), ladite entrée respective (4) présentant la température la plus basse de l’échangeur, les courants réfrigérants liquides (34, 35, 36) étant vaporisés dans le premier échangeur (E1 ) dans un sens ascendant et en direction du bout chaud (1a).
7. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce qu’il comprend en outre les étapes suivantes :
k) mesure des températures d’introduction du courant d’alimentation (110) et du premier courant réfrigérant (30) dans le premier échangeur (E1 ),
L) mesure de la température d’au moins un courant réfrigérant vaporisé à sa sortie respective (14, 15, 16),
m) détermination d’un deuxième écart de température correspondant à la différence entre la température d’introduction du courant d’alimentation (110) et la température du courant réfrigérant vaporisé et d’un troisième écart de température correspondant à la différence entre la température d’introduction du premier courant réfrigérant (30) et la température du courant réfrigérant vaporisé,
n) ajustement de la consigne de débit appliquée à au moins un organe de détente (V1 , V2, V3) en fonction du deuxième écart de température et du troisième écart de température déterminés à l’étape m) de façon à réduire le débit de courant réfrigérant partiel détendu à l’étape d) lorsque le deuxième écart de température est supérieur à une deuxième valeur prédéterminée ou le troisième écart de température est supérieur à une troisième valeur prédéterminée.
8. Procédé selon la revendication 7, caractérisé en ce que la deuxième valeur prédéterminée et/ou la troisième valeur prédéterminée est inférieure ou égale à
10°C, de préférence comprise entre 1 et 5°C, de préférence encore comprise entre 1 et 3°C.
9. Procédé selon l’une des revendications 7 ou 8, caractérisé en ce qu’à l’étape d), on produit au moins un premier courant diphasique réfrigérant ayant une première pression et un deuxième courant diphasique réfrigérant ayant une deuxième pression, la première pression étant supérieure à la deuxième pression, donnant lieu respectivement à un premier courant réfrigérant vaporisé sortant du premier échangeur (E1 ) par une première sortie respective (16) et à un deuxième courant réfrigérant vaporisé sortant du premier échangeur (E1 ) par une deuxième sortie respective (15), la première sortie étant la plus proche du bout chaud du premier échangeur (E1 ) et la mesure de température de l’étape I) étant réalisée uniquement sur le premier courant vaporisé sortant par la première sortie respective (16).
10. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que chaque courant réfrigérant gazeux (31 , 32, 33) et chaque courant réfrigérant vaporisé issus d’un organe séparateur de phases (24, 25, 26) respectif sont recombinés au niveau de point de recombinaison puis introduit dans un organe élévateur de pression tel un compresseur.
11. Procédé selon la revendication 10, caractérisé en ce que chaque courant réfrigérant gazeux (31 , 32, 33) est introduit dans un organe séparateur
supplémentaire agencé entre le point de recombinaison et l’organe séparateur de phase.
12. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que les courants réfrigérants diphasiques produits à l’étape d) présentent chacun un ratio gaz/liquide inférieur à 10%, de préférence compris entre 2 et 5% (% molaire), ledit ratio étant défini comme le rapport entre le débit molaire de phase liquide et le débit molaire de phase gazeuse de chaque courant réfrigérant diphasique.
13. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que le premier courant réfrigérant comprend un mélange d'hydrocarbures contenant plusieurs constituants choisis parmi : le méthane, d'éthane, l'azote, le propane, le butane, le pentane.
14. Procédé selon la revendication 13, caractérisé en ce que le premier courant réfrigérant comprend entre 40 et 90% d’éthane et entre 10 et 60% de propane (% molaire).
15. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce qu’il comprend en outre les étapes suivantes :
i) introduction du courant d’hydrocarbures refroidi (102) sortant du premier échangeur de chaleur (E1 ) dans un deuxième échangeur de chaleur (E2), ii) introduction d’un deuxième courant réfrigérant (202) dans le deuxième échangeur de chaleur (E2), ledit deuxième courant réfrigérant (202) ayant de préférence circulé au préalable dans le premier échangeur de chaleur (E1 ), iii) sortie du deuxième courant réfrigérant (202) introduit à l’étape b) et détente dudit deuxième courant réfrigérant (202) de sorte à produire un deuxième courant réfrigérant diphasique (203),
iv) réintroduction du deuxième courant réfrigérant diphasique (203) issu de l’étape iii) dans le deuxième échangeur de chaleur (E2), et
v) liquéfaction du courant d’hydrocarbures refroidi (102) par échange de chaleur avec au moins le deuxième courant réfrigérant diphasique (203) réintroduit à l’étape iv) de façon à obtenir un courant d’hydrocarbures au moins partiellement liquéfié (101 ).
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