JP5032342B2 - 天然ガス流を冷却し、冷却流を各種フラクションに分離する方法及びシステム - Google Patents
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Description
本発明は、天然ガス流を冷却し、冷却ガス流をメタン、エタン、プロパン、ブタン及び凝縮物のような各種フラクションに分離する方法及びシステムに関する。
石油及びガス工業では天然ガスが製造、処理され末端ユーザーに輸送されている。ガス処理には天然ガス流の少なくとも一部の液化が含まれてよい。天然ガス流を液化すると、液化天然ガス又はＬＮＧ（主としてメタン又は（Ｃ１又はＣＨ４）、エタン（Ｃ２）、液化石油（petrol）ガス又はＬＰＧ（主としてプロパン及びブタン又はＣ３及びＣ４）及び凝集物（主としてＣ５＋フラクション）を含む或る範囲のいわゆる天然ガス液体（ＮＧＬ）が得られる。
ガスを製造し、パイプライン（grid）経由で地域の顧客に輸送する場合、ガスの熱量は規格に制限される。豊富なガス流に対しては、残留製品として販売されるＣ２＋液体を回収するため、中心流処理（ガスの精製処理を意味する）を必要とする。地域のガス生産量が地域のガス消費量に勝れば、高価なガス伝送パイプラインは正当化できない。したがって、ガスは、ばら荷として船積み可能なＬＮＧに液化してよい。Ｃ１液体を製造する際、Ｃ２＋液体も同時に製造され、副産物として販売される。
慣用のＮＧＬ回収プラントは、ガス流中の軽質分（ends）を凝縮するように極低温冷却法に基づいている。この冷却法は、機械的冷凍（ＭＲ）、Ｊｏｕｌｅ Ｔｈｏｍｐｓｏｎ（ＪＴ）膨張及びターボ膨張器（ＴＥ）、又は組合わせ（例えばＭＲ−ＪＴ）を含む。これらのＮＧＬ回収方法では、比圧縮能力（即ち、ＭＷ／メートルトンＮＧＬ／ｈｒ）について数十年に亘って最適化されてきた。最適化には、１）異なるプロセス流間の活発な熱交換、２）精留塔での異なる供給トレー及び３）希薄油の精留（即ち、塔還流）を行うことが多い。
比圧縮能力に最も敏感なのは、精留塔の実際の操作圧力である。操作圧力が高いほど、比圧縮能力が低下する上、分留成分間の相対揮発度も低下し（例えば脱メタン器ではＣ１−Ｃ２＋、脱エタン器ではＣ２−−Ｃ３＋等）、多くのトレー、したがって塔の大型化及び／又は塔頂流の純度低下を生じる。
Ｏｒｔｌｏｆｆ Ｃｏｒｐｏｒａｔｉｏｎのヨーロッパ特許第０１８２６４３号及び米国特許第４，０６１，４８１号、同第４，１４０，５０４号、同第４，１５７，９０４号、同第４，１７１，９６４号及び同第４，２７８，４５７号は、天然ガス流を冷却し、メタン、エタン、プロパン、ブタン及び凝縮物のような各種フラクションに分離する天然ガス流の処理方法を開示している。
公知の冷却分離法の欠点は、高エネルギーを消費する大型で高価な冷却兼冷凍装置を含むことである。これら公知の方法は、等エンタルピー冷却法（即ち、Ｊｏｕｌｅ Ｔｈｏｍｐｓｏｎ、機械的冷凍）又はほぼ等エントロピー冷却法（即ち、ターボ膨張器、サイクロン式膨張兼分離装置）のいずれかに基づいている。ほぼ等エントロピー冷却法は、ターボ膨張器を使用した場合は、通常、最も高価であるが、エネルギー効率は高い。一方、サイクロン式膨張兼分離装置は高いエネルギー効率を維持しながら更にコスト効率的であるが、ターボ膨張器よりも作業効率は低い。コスト効率的なサイクロン式膨張兼分離装置を等エンタルピー冷却サイクル（例えば外部冷凍サイクル）と組合わせ使用すると、得られるエネルギー効率を最大限に回復できる。
ヨーロッパ特許第０１８２６４３号
米国特許第４，０６１，４８１号
米国特許第４，１４０，５０４号
米国特許第４，１５７，９０４号
米国特許第４，１７１，９６４号
米国特許第４，２７８，４５７号
国際特許出願ＷＯ ０３０２９７３９
ヨーロッパ特許第１０１７４６５号
米国特許第６５２４３６８号
米国特許第６７７６８２５号
国際特許出願ＷＯ２００４０８３６９１
したがって本発明の目的は、公知の方法よりもエネルギー効率的で、小型で安価な、天然ガス流の冷却分離方法及びシステムを提供することである。
本発明によれば、天然ガス流を冷却し、冷却ガス流をメタン、エタン、プロパン、ブタン及び凝縮物のような各種フラクションに分離する方法が提供される。この方法は、
天然ガス流を少なくとも１つの熱交換器アッセンブリーで冷却する工程、
冷却天然ガス流を入口分離槽中でメタン富化流体フラクションとメタン欠乏流体フラクションとに分離する工程、
入口分離槽からのメタン欠乏流体フラクションを精留塔に供給して、メタン希薄な流体フラクションからメタン豊富な流体フラクションを分離する工程、
入口分離槽からのメタン富化流体フラクションの少なくとも一部をサイクロン式膨張兼分離装置に供給して、該流体フラクションを膨張させ、これにより更に冷却すると共に、メタン豊富なほぼガス状の流体フラクションとメタン欠乏のほぼ液状の流体フラクションとに分離する工程、及び
サイクロン式膨張兼分離装置からのメタン欠乏液状流体フラクションを更に分離するため精留塔に供給する工程、
を含む前記天然ガス流の冷却分離方法において、前記サイクロン式膨張兼分離装置が、
ａ）メタン富化流体フラクションに対し渦巻き運動を行わせるための渦巻き付与性羽根のアッセンブリーであって、該羽根は、メタン富化流体フラクションを加速し膨張させ、これにより、渦巻く流体流がメタン豊富な流体フラクションとメタン欠乏流体フラクションとに遠心力で分離されるように、更に冷却するノズルの上流に配列した該アッセンブリー、又は
ｂ）流体出口チャンネルを流れる流体流に渦巻き運動を行わせ、これにより液滴を流体出口の外周に向かって渦巻かせ、合体させる渦巻き付与手段を備えた出口部を有するスロットルバルブ（絞り弁を意味する。以下、単にバルブと言うことがある）、
を有するというものである。
天然ガス流を少なくとも１つの熱交換器アッセンブリーで冷却する工程、
冷却天然ガス流を入口分離槽中でメタン富化流体フラクションとメタン欠乏流体フラクションとに分離する工程、
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サイクロン式膨張兼分離装置からのメタン欠乏液状流体フラクションを更に分離するため精留塔に供給する工程、
を含む前記天然ガス流の冷却分離方法において、前記サイクロン式膨張兼分離装置が、
ａ）メタン富化流体フラクションに対し渦巻き運動を行わせるための渦巻き付与性羽根のアッセンブリーであって、該羽根は、メタン富化流体フラクションを加速し膨張させ、これにより、渦巻く流体流がメタン豊富な流体フラクションとメタン欠乏流体フラクションとに遠心力で分離されるように、更に冷却するノズルの上流に配列した該アッセンブリー、又は
ｂ）流体出口チャンネルを流れる流体流に渦巻き運動を行わせ、これにより液滴を流体出口の外周に向かって渦巻かせ、合体させる渦巻き付与手段を備えた出口部を有するスロットルバルブ（絞り弁を意味する。以下、単にバルブと言うことがある）、
を有するというものである。
天然ガス流は、第一熱交換器及び冷凍機を有する熱交換器アッセンブリー中で次のようにして冷却することが好ましい。即ち、サイクロン式膨張兼分離装置の入口に供給されたメタン富化流体フラクションの温度が−２０〜−６０℃であり、該サイクロン式膨張兼分離装置により排出されたメタン豊富な冷却フラクションが前記熱交換器アッセンブリーの第一熱交換器に通されて天然ガス流を冷却する。
また熱交換機アッセンブリーが、天然ガス流を冷凍機に供給する前に第一熱交換器により排出された冷却天然ガス流を更に冷却する第二熱交換器を更に有し、精留塔の塔底部からの冷流体を、第二熱交換器内で天然ガス流を冷却するための第二熱交換器に供給することが好ましい。
更に、Ｔｗｉｓｔｅｒ Ｂ．Ｖ．社製の商標“Ｔｗｉｓｔｅｒ”で販売されているサイクロン式膨張兼分離装置を使用することが好ましい。このようなサイクロン式膨張兼分離装置の各種実施態様は、国際特許出願ＷＯ ０３０２９７３９、ヨーロッパ特許第１０１７４６５号、米国特許第６５２４３６８号及び同第６７７６８２５号に開示されている。サイクロン式膨張兼分離装置内の冷却は、ノズル内で供給原料（feed）流を遷音速又は超音速に加速することにより達成できる。遷音速又は超音速では、圧力は供給原料圧力の、通常、１／３に降下し、一方、温度は供給原料温度の、通常、３／４に降下する。所定の供給原料組成物では単位圧力降下当たりの温度降下の比率は、膨張の等エントロピー効率（少なくとも８０％）によって決定される。この等エントロピー効率は、サイクロン式膨張兼冷却装置内で生じる摩擦及び熱の損失を表す。
本発明方法及びシステムのこれら及び他の実施態様、特徴及び利点を添付図面に開示すると共に、添付の特許請求の範囲、要約書、及び添付図面を参照した本発明方法及びシステムの好ましい実施態様を以下に詳細に説明する。
図面の簡単な説明
図１は、本発明による天然ガス流の冷却、分別方法及びシステムの工程図である。
図２Ａは、流体渦巻き用手段を備えたＪＴスロットルバルブにより供給されたサイクロン式膨張兼分離装置の縦断面図である。
図１は、本発明による天然ガス流の冷却、分別方法及びシステムの工程図である。
図２Ａは、流体渦巻き用手段を備えたＪＴスロットルバルブにより供給されたサイクロン式膨張兼分離装置の縦断面図である。
図２Ｂは、図１Ａのスロットルバルブにおける出口チャンネルの拡大横断面図である。
図２Ｃは、図２Ａ及び図２Ｂのスロットルバルブの出口チャンネルでの流体流の渦巻き運動を示す。
図２Ｄは、図２Ａ及び図２Ｂのスロットルバルブの出口チャンネル外周での液滴の濃度を示す。
図２Ｃは、図２Ａ及び図２Ｂのスロットルバルブの出口チャンネルでの流体流の渦巻き運動を示す。
図２Ｄは、図２Ａ及び図２Ｂのスロットルバルブの出口チャンネル外周での液滴の濃度を示す。
好ましい実施態様の詳細な説明
図１は、本発明による天然ガス流の冷却、分別方法及びシステムの工程図である。
天然ガス流ＣｘＨｙは、供給原料圧縮機２０により約６０バールから１００バールより高い圧力に圧縮され、天然ガス流が第一気体−気体熱交換器１に入る際の圧力が約１００バールに保持されるように、まず、圧縮天然ガス流は空気冷却器（図示せず）中で冷却される。次いで天然ガス流は、第二熱交換器２及び引き続き冷凍機３で冷却される。熱交換器２によって排出された冷却天然ガス流は、入口分離器４中でメタン富化フラクション５とメタン欠乏フラクション６とに分離される。
図１は、本発明による天然ガス流の冷却、分別方法及びシステムの工程図である。
天然ガス流ＣｘＨｙは、供給原料圧縮機２０により約６０バールから１００バールより高い圧力に圧縮され、天然ガス流が第一気体−気体熱交換器１に入る際の圧力が約１００バールに保持されるように、まず、圧縮天然ガス流は空気冷却器（図示せず）中で冷却される。次いで天然ガス流は、第二熱交換器２及び引き続き冷凍機３で冷却される。熱交換器２によって排出された冷却天然ガス流は、入口分離器４中でメタン富化フラクション５とメタン欠乏フラクション６とに分離される。
メタン欠乏フラクション６は、精留塔７に供給されるのに対し、メタン富化フラクション５はサイクロン式膨張兼分離装置８に供給される。
サイクロン式膨張兼分離装置８は、渦巻き付与性羽根９のアッセンブリー、該アッセンブリーからの渦巻き流体混合物流をノズル内で遷音速又は超音速に加速するためのノズル１０、分離器８からメタン豊富な流体フラクションＣＨ４を排出するための流体用中央主出口１１、及び富化された凝縮物とメタン希薄な第二流体フラクションとを導管１３に排出するための外側第二流体出口１２を備える。第二流体フラクションは、導管１３経由で精留塔７に供給される。
第一熱交換器１は、気体−気体熱交換器で、ここで天然ガス流ＣＨ４は、サイクロン式膨張兼分離装置８の中央主出口１１から排出された希薄第一ガス流ＣＨ４で冷却される。第一熱交換器１により排出された予備冷却供給原料流は、更に第二熱交換器２で冷却される。第二熱交換器２は気体−液体熱交換器であってよく、矢印１４、１５で示すように、気体−液体熱交換器は、これに精留塔７の１つ以上の塔底トレーの液体を供給することにより冷却される。次いで予備冷却供給原料流は、冷却機（機械的冷凍機又は吸収冷却機のいずれか）で駆動される冷凍機３で過冷却される。
この３段階予備冷却過程中に形成された液体は、入口分離器４中で、なおガス状のメタン富化フラクションから分離されるが、供給原料に存在する全ての重質分（即ち、Ｃ４＋）含有するので、精留塔７の下部トレーの１つに供給する。
入口分離器の頂部から出るガスは、重質炭化水素（例えばＣ４−が殆ど）については希薄で殆ど含まない。深部ＮＧＬ抽出（天然ガス流から抽出可能な低沸点炭化水素（Ｃ ２ ＋フラクション（例えばＣ２〜Ｃ４）を全て液体として抽出すること）は、サイクロン式膨張兼分離装置８中で行われる。ここでガスはほぼ等エントロピー的に膨張する。サイクロン式膨張兼分離装置８内の温度は、殆ど全てのＣ２＋成分が液化、分離する極低温条件まで更に降下する。このサイクロン式膨張兼分離装置８によって、Ｃ１ガスはＣ２＋液体と一緒に出てくる。特定モル量のＣ１フラクションはＣ２＋液体に溶解する。このＣ２＋の豊富な流れは、精留塔７に供給され、ここで軽質分と重質分との明瞭な留分カット、例えばＣ１−Ｃ２＋（脱メタン器）、Ｃ２−−Ｃ３＋（脱エタン器）等が達成される。
精留塔７から純粋な塔頂生成物を得るために、希薄液体還流を作って、塔底に残す必要のある最軽質成分（例えば脱メタン器ではＣ２）を吸収する。このような還流を作るには、サイクロン式膨張兼分離装置８の供給原料から側流１６を取りながら、引続きこの側流１６を気体−気体予備冷却器１７中、精留塔７の塔頂ガス流１８（即ち、塔頂生成物ＣＨ４）で冷却する共に、予備冷却した側流１６を、塔の圧力まで等エンタルピー的に膨張させる。このような等エンタルピー的膨張中、殆ど全ての炭化水素は、液化し、精留塔７の頂部トレーに還流として供給される。１）サイクロン式膨張兼分離装置８の流体用主出口１１（通常、８０％の主流）及び２）精留塔７の頂部出口導管１８（通常、２０％の副流）から生成したＣ１ガス流は、別々にエクスポート（export）圧縮機１９、２０中で約６０バールのエクスポート圧力に圧縮される。エクスポート圧力は、第一熱交換器１の入口の天然ガス流ＣＨ４の供給原料圧力とほぼ同じである。したがって、エクスポート圧縮機１９、２０は、いずれもサイクロン式膨張兼分離装置８内で生じる摩擦及び熱の損失を補償する。サイクロン式膨張兼分離装置８での膨張が大きく、したがって、エクスポート圧縮機の能力がこれに比例して高ければ、摩擦及び熱損失は大きくなる。冷凍機３の機械的能力は、高温の凝縮器温度（Ｔ凝縮器）と低温の蒸発器温度（Ｔ蒸発器）との差に主として比例する。Ｔ０を室温とすれば、Ｔ凝縮器＞Ｔ０＞Ｔ蒸発器となる。これから一般に冷凍機３の単位機械的能力当たりカルノー効率又は理論的最大冷却能力の式が導かれる。
Ｃ．Ｏ．Ｐカルノー＝Ｑ・ 冷却／Ｗ・ 冷凍＝Ｔ蒸発器／（Ｔ凝縮器−Ｔ蒸発器）
Ｔ蒸発器＝ −３０℃でＴ凝縮器＝４０℃のプロパン冷凍機サイクルでは、カルノーＣ．Ｏ．Ｐは３．５に等しい。真の冷却器では、損失により、このＣ．Ｏ．Ｐは、Ｃ．Ｏ．Ｐ実際≒２．５のように縮小する。したがって、各ＭＷ圧縮機能力については、２．５ＭＷ冷却能力が得られる。
Ｃ．Ｏ．Ｐカルノー＝Ｑ・ 冷却／Ｗ・ 冷凍＝Ｔ蒸発器／（Ｔ凝縮器−Ｔ蒸発器）
Ｔ蒸発器＝ −３０℃でＴ凝縮器＝４０℃のプロパン冷凍機サイクルでは、カルノーＣ．Ｏ．Ｐは３．５に等しい。真の冷却器では、損失により、このＣ．Ｏ．Ｐは、Ｃ．Ｏ．Ｐ実際≒２．５のように縮小する。したがって、各ＭＷ圧縮機能力については、２．５ＭＷ冷却能力が得られる。
１０ｋｇ／ｓの供給原料流及び２．５ｋＪ／ｋｇ．Ｋの比重には、１度の冷却に２５ｋＷ／Ｋの冷却能力を必要とする。したがって、−２０℃ → −３０℃の冷却には２５０ｋＷの冷却能力を必要とする。蒸発器温度−３０℃の場合は、冷凍機の機械的能力１００ｋＷと一致する。サイクロン式膨張兼分離装置で余分な膨張により前記追加の冷却１０℃が達成できれば、ディフォルト（default）０．３→０．２５（即ち、更に大きい膨張）に減らすために、膨張比（Ｐ／Ｐ供給原料）が必要である。その結果、サイクロン式膨張兼分離装置８に対して更に大きな圧力損失、したがって約２００ｋＷの追加のエクスポート圧縮機能力が生じる。
冷凍機３の蒸発器温度をＮＧＬ還流温度、即ちＴ蒸発器＝ −７０℃に匹敵する極低温範囲で選択すれば、冷却器のＣ．０．Ｐ．実際は、約１．３に降下する。その結果、−６０℃ → −７０℃への冷却には、冷凍機の機械的能力１９２ｋＷと一致するが、なお２５０ｋＷ冷却能力を必要とする。この追加の冷却がサイクロン式膨張兼分離装置８で得られれば、余分に必要とする圧縮機能力が２００ｋＷから１７０ｋＷに低下するものの、圧縮比は、なお０．３→０．２５に下がる。これは、いずれの圧縮機の能力も低吸引温度で低く、したがって追加の能力も低いということで主として説明される。
以上のことから結論すると、温度軌道−２０℃ → −３０℃の場合は、サイクロン式膨張兼分離装置８での大きい膨張から得るよりも、冷凍機３から追加の冷却から得る方が一層効率的である。その反対に、温度軌道−６０℃ → −７０℃の場合、冷凍機３の冷却器のＣ０Ｐは、低温になるのに従って、次第に低下するので、更に冷凍機能力を必要とする。その結果、サイクロン式膨張兼分離装置３、８の組合わせでは、１）供給原料圧縮機２０と２）冷凍機３の冷却器の圧縮機間の機械的能力を明確に分割することにより、単位機械的能力当たりの冷却能力に対する最適量が知見できる。
サイクロン式膨張兼分離装置８内の冷却は、ノズル１０内で供給原料流を遷音速又は超音速に加速することにより達成できる。遷音速又は超音速条件では、圧力は供給原料圧力の、通常、１／３に降下し、一方、温度は供給原料温度の、通常、３／４に降下する。所定の供給原料組成物では単位Ｐ−降下当たりのＴ−降下の比率は、膨張の等エントロピー効率（≧８０％）によって決定される。この等エントロピー効率は、サイクロン式膨張兼冷却装置内で生じる摩擦及び熱の損失を表す。
サイクロン式膨張兼分離装置８内の膨張状態では、Ｃ２＋成分の大部分は微細な液滴分散物に液化され、外側第二流体出口１２経由で分離される。膨張比（Ｐ／Ｐ供給原料）は、少なくとも特定のＣｘＨｙ回収物がノズル１０内で液体に凝縮されるように選ばれる。流体流が加速され、これにより膨張、冷却されるノズル１０を越えると、サイクロン式膨張兼分離装置８内の流れは、液体富化Ｃ２＋流（約２０質量％）と液体希薄Ｃ１流（約８０質量％）とに分割される。
Ｃ１主流は、流体用中央出口１１内の拡散器中で減速され、圧力及び温度が上昇する。拡散器中のＰ−上昇及び付随したＴ−上昇は、膨張の等エントロピー（又は有効）効率及び再圧縮の等エントロピー効率の両方で決定される。膨張の等エントロピー効率は拡散器入口での残存運動エネルギーを決定し、一方、再圧縮の等エントロピー効率は拡散器態様内の損失によって決定される。サイクロン式膨張兼分離装置についての再圧縮の等エントロピー効率は約８５％である。したがって、Ｃ１主流の得られる出口圧力は供給原料圧力よりも低いけれども、精留塔の操作圧力に等しいＣ２＋湿潤流の出口圧力よりも高い。
再圧縮の結果、Ｃ１主流の温度は、精留塔頂部の温度よりも高い。したがって、供給原料を予備冷却するこのＣ１主流の潜在的能力は制限される。後者は、遷音速又は超音速のサイクロン式膨張兼分離装置の固有の制限である。サイクロン式膨張兼分離装置の固有の効率は、精留塔に供給する濃厚な過冷却Ｃ２ ＋湿潤流を生成することである。精留塔に供給する流量の低下及び比較的低温の両方によって塔内での分離処理が可能になる。サイクロン式膨張兼分離装置を含むＬＰＧ計画ではＣ２＋回収量の最適化は、サイクロン式膨張兼分離装置において大きい膨張（即ち、Ｐ／Ｐ供給原料比の低下）を作る際、及び／又は前記装置からＣ２＋湿潤流と一緒に出るＣ １ ガス流が減少する際に得られる。両処置（measures）により、エクスポート圧力に圧縮するのに必要な圧力損失が増大する。
熱力学的シミュレーションから、Ｃ２＋収量／ＭＷ圧縮機能力の最適性は、サイクロン式膨張兼分離装置での圧力損失を補償するエクスポート圧縮機の能力に対する冷凍圧縮機の特定の能力について評価することが好ましい。前記組合わせサイクルは、制限された予備冷却の欠陥を補償する。冷凍サイクルの蒸発器は、供給原料流を過冷却するように、サイクロン式膨張兼分離装置８の入口に接続してよい。
図２Ａ〜２Ｄは、Ｊｏｕｌｅ Ｔｈｏｍｓｏｎ（ＪＴ）又は他のスロットルバルブを示す。このようなスロットルバルブは、図１に示すサイクロン式膨張兼分離装置の代替品として使用できる流体渦巻き手段を備える。
図２Ａ〜２Ｄに示すＪＴスロットルバルブは、Ｊｏｕｌｅ Ｔｈｏｍｓｏｎ又は他のスロットルバルブの流路に平行する膨張中に形成された液滴の合体処理を増進するバルブ形状寸法（geometry）を有する。これら大きい液滴は、慣用のＪｏｕｌｅ Ｔｈｏｍｓｏｎ又は他のスロットルバルブの場合よりも良好に分離可能である。これにより、トレー塔では、上部トレーへの液体同伴が減少し、したがって、トレー効率が向上する。
図２Ａ〜２Ｄに示すＪＴスロットルバルブは、Ｊｏｕｌｅ Ｔｈｏｍｓｏｎ又は他のスロットルバルブの流路に平行する膨張中に形成された液滴の合体処理を増進するバルブ形状寸法（geometry）を有する。これら大きい液滴は、慣用のＪｏｕｌｅ Ｔｈｏｍｓｏｎ又は他のスロットルバルブの場合よりも良好に分離可能である。これにより、トレー塔では、上部トレーへの液体同伴が減少し、したがって、トレー効率が向上する。
図２Ａに示すバルブは、バルブハウジング２１内にピストン型バルブ本体２２及び関連する穿孔スリーブ２３が滑動可能に配置され、バルブシャフト２５での歯車２４の回転により、歯付きピストンロッド２６がピストン型バルブ本体２２を、矢印２８で示すように、流体出口チャンネル２７中に押したり、戻したりする。バルブは流体入口チャンネル２９を備え、チャンネル２９は環状下流部２９Ａを有する。下流部２９Ａは、ピストン２２及び／又は穿孔スリーブ２３を囲むことができる。流体入口チャンネル２９から流体出口チャンネル２７内に流動させる流体の束は、ピストン型バルブ本体２２及び関連穿孔スリーブ２３の軸位置により制御される。穿孔スリーブ２３は、傾斜した非放射状穿孔３０を有し、これらの穿孔は、矢印３４で示すように、流体を流体出口チャンネル３７内で渦巻き運動に流動させる。ピストン型バルブ本体２２には弾丸形渦巻き案内体３５が固定され、流体出口チャンネル２７中で流体流の渦巻き運動３４を増進し制御するために、穿孔スリーブ２３内部及び出口チャンネル２７内部に、中心軸３１と同軸的に配置される。
流体出口チャンネル２７は、管状の流れ分割器３９を有し、分割器３９は、メタン富化フラクションを、図１に示す第一熱交換器１に戻し輸送するための流体用主出口導管１１を、メタン欠乏フラクションを導管１３経由で図１に示す精留塔７に輸送するための流体用環状副出口４０から分離する。
図２Ｂに詳細に示すように、傾斜又は非放射状穿孔３０は円筒形で、各穿孔３０の縦軸３２が中心軸３１を距離Ｄで交差するように、流体出口チャンネル２７の中心軸３１に対して選択された部分的に接線向きに穿孔されている。ここで距離Ｄは、スリーブ２３の内側半径Ｒに対し０．２〜１倍、好ましくは０．５〜０．９９倍である。
図２Ｂでは穿孔スリーブ２３の呼び材料厚をｔ、円筒形穿孔３０の幅をｄで示す。本発明バルブの代わりの実施態様では穿孔３０は、正方形、長方形又は星形のような非円筒形で、この場合、穿孔３０の幅ｄは、穿孔３０の断面積を穿孔３０の周囲で割った値の４倍と定義した平均幅である。ｄ／ｔ比は、好ましくは０．１〜２、更に好ましくは０．５〜１である。
傾斜穿孔３０は、矢印３４で示すように、流体出口チャンネル２７を流れる流体流に渦巻き流を作る。このような渦巻き運動は、バルブトリムの特殊な形状寸法及び／又は渦巻き案内体３５によっても行える。本発明のバルブでは、この有用なフリー圧力は、流体流中に渦巻き流を作るための等エンタルピー膨張に使用される。次にこの運動エネルギーは、主として、バルブ下流に伸びるパイプの長さと平行する渦巻きの減衰によって消散する。
図２Ｃ及び図２Ｄは、バルブの出口チャンネル中に渦巻き流を作る利点が２倍になることを示す。
１．正規の速度パターン→界面剪断の低下→液滴破壊の減少→大滴
２．流体出口チャンネル２７流れ領域の外側円周部２７Ａでの液滴濃度→
大きい数の密度→合体向上→大滴３８
いずれのＪｏｕｌｅ−Ｔｈｏｍｓｏｎ又は他のチョーク及び／又はスロットル型バルブも本発明方法のサイクロン式膨張兼分離装置において渦巻き流を作るのに使用できるが、Ｍｏｋｖｅｌｄ Ｖａｌｖｅｓ Ｂ．Ｖ．より供給され、国際特許出願ＷＯ２００４０８３６９１に開示されるようなチョーク型スロットルバルブを用いるのが好ましい。
１．正規の速度パターン→界面剪断の低下→液滴破壊の減少→大滴
２．流体出口チャンネル２７流れ領域の外側円周部２７Ａでの液滴濃度→
大きい数の密度→合体向上→大滴３８
いずれのＪｏｕｌｅ−Ｔｈｏｍｓｏｎ又は他のチョーク及び／又はスロットル型バルブも本発明方法のサイクロン式膨張兼分離装置において渦巻き流を作るのに使用できるが、Ｍｏｋｖｅｌｄ Ｖａｌｖｅｓ Ｂ．Ｖ．より供給され、国際特許出願ＷＯ２００４０８３６９１に開示されるようなチョーク型スロットルバルブを用いるのが好ましい。
ＮＧＬ回収システムに利用される各冷却兼分離法は、エネルギー効率について特有の最適性を有することが理解されよう。ほぼ等エントロピー的冷却法は等エンタルピー法よりもエネルギー効率的であり、またこの等エントロピー的冷却法によるサイクロン式膨張装置はターボ膨張機よりもコスト効率的であるが、作業効率が低いことも注目される。本発明によれば、等エンタルピー的冷却サイクル（例えば機械的冷凍機）と、ほぼ等エントロピー的冷却法、好ましくはサイクロン式膨張兼分離装置とを組合わせると、エネルギー効率について相乗効果、即ち、生成ＮＧＬの単位容量当たり全能力を生じることが意外にも発見された。異なるサイクロン式膨張兼分離装置では異なる等エントロピー効率が得られることは理解されよう。
本発明によるサイクロン式膨張兼分離装置の好ましいノズルアッセンブリーは、ノズルの上流に渦巻き付与性羽根のアッセンブリーを配置して構成され、≧８０％の等エントロピー効率を生じるのに対し、向流渦流（例えばＲａｎｇｅ Ｈｉｌｓｃｈ渦管）を用いた、接線方向入口部を有する他のサイクロン式膨張兼分離装置では膨張の等エントロピー効率が＜６０％とかなり低い。
１ 第一気体−気体熱交換器
２ 気体−液体第二熱交換器
３ 冷凍機
４ 入口分離器又は入口分離槽
５ メタン富化フラクション
６ メタン欠乏フラクション
７ 精留塔
８ サイクロン式膨張兼分離装置又は分離器
９ 渦巻き付与性羽根
１０ ノズル
１１ 流体用中央主出口
１３ 導管
１６ 側流
１７ 気体−気体予備冷却器
１８ 頂部出口導管
１９ エクスポート圧縮機
２０ エクスポート圧縮機又は供給原料圧縮機
２１ バルブハウジング
２２ ピストン型バルブ本体又はピストン
２３ 穿孔スリーブ
２４ 歯車
２５ バルブシャフト
２６ 歯付きピストンロッド
２７ 流体出口チャンネル
２７Ａ 外側円周部
２９ 流体入口チャンネル
２９Ａ 環状下流部
３０ 非放射状（又は傾斜）穿孔
３１ 中心軸
３２ 穿孔の縦軸
３４ 渦巻き運動
３５ 弾丸形渦巻き案内体
３８ 大滴
３９ 管状の流れ分割
４０ 流体用環状副出口
ＣｘＨｙ 天然ガス流
ＣＨ４ メタン豊富な（又は富化）流体フラクション
Ｃ２＋Ｈｚメタン希薄な（又は欠乏）流体フラクション
Ｄ 穿孔３０の縦軸３２が中心軸３１と交差する距離
ｔ 穿孔スリーブ２３の呼び材料厚
ｄ 円筒形穿孔３０の幅
２ 気体−液体第二熱交換器
３ 冷凍機
４ 入口分離器又は入口分離槽
５ メタン富化フラクション
６ メタン欠乏フラクション
７ 精留塔
８ サイクロン式膨張兼分離装置又は分離器
９ 渦巻き付与性羽根
１０ ノズル
１１ 流体用中央主出口
１３ 導管
１６ 側流
１７ 気体−気体予備冷却器
１８ 頂部出口導管
１９ エクスポート圧縮機
２０ エクスポート圧縮機又は供給原料圧縮機
２１ バルブハウジング
２２ ピストン型バルブ本体又はピストン
２３ 穿孔スリーブ
２４ 歯車
２５ バルブシャフト
２６ 歯付きピストンロッド
２７ 流体出口チャンネル
２７Ａ 外側円周部
２９ 流体入口チャンネル
２９Ａ 環状下流部
３０ 非放射状（又は傾斜）穿孔
３１ 中心軸
３２ 穿孔の縦軸
３４ 渦巻き運動
３５ 弾丸形渦巻き案内体
３８ 大滴
３９ 管状の流れ分割
４０ 流体用環状副出口
ＣｘＨｙ 天然ガス流
ＣＨ４ メタン豊富な（又は富化）流体フラクション
Ｃ２＋Ｈｚメタン希薄な（又は欠乏）流体フラクション
Ｄ 穿孔３０の縦軸３２が中心軸３１と交差する距離
ｔ 穿孔スリーブ２３の呼び材料厚
ｄ 円筒形穿孔３０の幅
Claims (9)
- 天然ガス流を少なくとも１つの熱交換器アッセンブリーで冷却する工程、
冷却天然ガス流を入口分離槽４中でメタン富化流体フラクションとメタン欠乏流体フラクションとに分離する工程、
入口分離槽４からのメタン欠乏流体フラクションを精留塔７に供給して、メタン希薄な流体フラクションからメタン豊富な流体フラクションを分離する工程、
入口分離槽４からのメタン富化流体フラクションの少なくとも一部を、該メタン富化流体フラクションを加速し膨張させるためのノズル１０を有するサイクロン式膨張兼分離装置８に供給して、該流体フラクションを膨張させ、これにより更に冷却すると共に、メタン豊富なガス状の流体フラクションとメタン欠乏の液状の流体フラクションとに分離する工程、及び
サイクロン式膨張兼分離装置８からのメタン欠乏液状流体フラクションを更に分離するため精留塔７に供給する工程、
を含む、天然ガス流を冷却し、冷却ガス流をメタン、エタン、プロパン、ブタン及び凝縮物からなる各種フラクションに分離する方法であって、前記サイクロン式膨張兼分離装置８が、
ａ）メタン富化流体フラクションに対し渦巻き運動を行わせるための渦巻き付与性羽根９のアッセンブリーであって、ノズル１０の内径よりも大きい外径を有し、ノズル１０の上流の魚雷形中心本体内に配置され、該羽根９は、魚雷形中心本体の最大内径部分の横断面から少なくとも部分的に放射方向に突き出ており、アッセンブリーからのメタン富化流体フラクションからなる渦巻き流体流はノズル１０により加速し膨張し、これにより、メタン富化流体フラクションは更に冷却されて、メタン豊富な流体フラクションとメタン欠乏流体フラクションとに遠心力で分離される、該アッセンブリー；又は
ｂ）流体出口チャンネル２７を流れる流体流に渦巻き運動を行わせ、これにより液滴を流体出口の外周に向かって渦巻かせ、合体させる渦巻き付与手段を備えた出口部を有するスロットルバルブ；
を備える該方法。 - サイクロン式膨張兼分離装置８の入口に供給されたメタン富化流体フラクションの温度が−２０〜−６０℃であり、該サイクロン式膨張兼分離装置８により排出されたメタン豊富な冷却フラクションが、第一熱交換器１及び冷凍機３を有する熱交換器アッセンブリーの第一熱交換器１に通されて天然ガス流を冷却することにより、天然ガス流が該熱交換器１中で冷却される請求項１に記載の方法。
- 熱交換機アッセンブリーが、天然ガス流を冷凍機に供給する前に第一熱交換器１により排出された冷却天然ガス流を更に冷却する第二熱交換器２を更に有し、精留塔７の塔底部からの冷流体が、第二熱交換器２内で天然ガス流を冷却するための第二熱交換器２に供給される請求項１又は２に記載の方法。
- 天然ガス流を冷却するための少なくとも１つの熱交換器アッセンブリー、
メタン富化流体フラクション排出用上部出口及びメタン欠乏流体フラクション排出用下部出口を備えた、冷却天然ガス流を分離するための入口分離槽４、
入口分離槽の下部出口に接続され、入口分離槽４の下部出口から排出されるメタン欠乏フラクションの少なくとも若干量を、メタン豊富なガス状の流体フラクションとメタン希薄な液状の流体フラクションとに更に分離する精留塔７、
メタン富化流体フラクションを加速し膨張させるためのノズル１０を有し、入口分離槽４の上部出口に接続され、メタン富化流体フラクションを膨張させ、これにより更に冷却すると共に、メタン豊富な流体フラクションとメタン欠乏流体フラクションとに分離するサイクロン式膨張兼分離装置８、及び
サイクロン式膨張兼分離装置８からのメタン欠乏流体フラクションを更に分離するため精留塔７に供給するための供給導管１３、
を含む、天然ガス流を冷却し、冷却ガス流をメタン、エタン、プロパン、ブタン及び凝縮物からなる各種フラクションに分離するシステムであって、前記サイクロン式膨張兼分離装置８が、
ａ）メタン富化流体フラクションに対し渦巻き運動を行わせるための渦巻き付与性羽根９のアッセンブリーであって、ノズル１０の内径よりも大きい外径を有し、ノズル１０の上流の魚雷形中心本体内に配置され、該羽根９は、魚雷形中心本体の最大内径部分の横断面から少なくとも部分的に放射方向に突き出ており、アッセンブリーからのメタン富化流体フラクションからなる渦巻き流体流はノズル１０により加速し膨張し、これにより、メタン富化流体フラクションは更に冷却されて、メタン豊富な流体フラクションとメタン欠乏流体フラクションとに遠心力で分離される、該アッセンブリー；又は
ｂ）流体出口チャンネル２７を流れる流体流に渦巻き運動を行わせ、これにより液滴を流体出口の外周に向かって渦巻かせ、合体させる渦巻き付与手段を備えた出口部を有するスロットルバルブ；
を備える該システム。 - サイクロン式膨張兼分離装置８が、バルブハウジング２１、ピストン型バルブ本体２２及び穿孔スリーブ２３を有するスロットルバルブであり、バルブ本体２２はバルブ本体２２が流体入口チャンネル２９からバルブの流体出口チャンネル２７に入る流体の流量を制御するために、ハウジング２１内の穿孔スリーブ２３内に滑動可能に配置され、穿孔スリーブ２３は、使用時、バルブ本体２２が流体を流体入口チャンネル２９から流体出口チャンネル２７に流れるのを許容すれば、流体は穿孔スリーブ２３経由で流体入口チャンネル２９から流体出口チャンネル２７に流れ、スリーブ２３の少なくとも若干の穿孔はスリーブ２３の縦軸に対し少なくとも部分的に接線方向に配向し、これにより多相流流は流体出口チャンネル２７内で渦巻きとなると共に、液滴は流体出口チャンネル２７の外周に向かって渦巻きとなって大きな液滴に合体する請求項４に記載のシステム。
- スロットルバルブの出口チャンネル２７に気液分離アッセンブリーが接続され、ここで該バルブによって排出された流体の液体相及びガス状相が少なくとも部分的に分離される請求項５に記載のシステム。
- 第一熱交換器１の上流に配置された、供給原料圧縮機２０及び空気冷却器を更に備える請求項４に記載のシステム。
- サイクロン式膨張兼分離装置８の入口内温度を−２０〜−６０℃に維持するように構成した温度制御手段を備える請求項４に記載のシステム。
- サイクロン式膨張兼分離装置８のノズルにおける膨張の等エントロビー効率が少なくとも８０％である請求項１に記載の方法。
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