PROCESO DE LICUACIÓN PRE-ENFRIADO ANTECEDENTES Se divulgaron procesos de licuación de gas natural previamente pre-enfriados para el uso en plataformas de Almacenamiento y Descarga de Producción de Flotación (FPSO's) que usaron C02 para pre-enfriar una corriente de- alimentación de gas natural mientras que una mezcla de hidrocarburo refrigerante mezclado (HMR) se usó para enfriar adicionalmente la corriente pre-enfriada para proporcionar un producto de gas natural licuado (LNG) . En estos procesos, la corriente de alimentación de gas natural se pre-enfria contra el C02 de ebullición a uno o más niveles de presión. El C02 se vaporiza mientras que enfria la corriente de alimentación de gas natural a una temperatura de aproximadamente -35°C. Los vapores de C02 luego se comprimen, se enfrian y se condensan para formar el refrigerante de C02 liquido que se hace recircular de nuevo en el proceso. Usando un C02 como un pre-enfriador para la licuación de LNG sobre una FPSO, sin embargo, tiene varias desventajas. Primero, el C02 tiene un punto de congelación de -56.6°C a cuya temperatura empieza a ocurrir la formación de hielo seco. Para evitar los problemas operacionales asociados con la formación de hielo seco en una planta de licuación, se ha sugerido que el C02 de alta presión no se enfrie preferiblemente abajo de -40°C. Asumiendo que el C02 de alta
presión se enfria a -40°C y a una temperatura que se aproxima a por lo menos 3°C, una alimentación de gas natural no se puede enfriar abajo de -37°C cuando se usa el C02 como un pre-enfriador . Frecuentemente, sin embargo, la alimentación de gas natural se debe pre-enfriar a temperaturas abajo de -37 °C a fin de condensar y remover los hidrocarburos pesados y productos aromáticos con la meta de reducir el valor de calentamiento del producto LNG y/o prevenir la congelación de las impurezas tales como benceno en el producto de LNG. El uso de C02, por lo tanto, puede impedir la remoción de cantidades requeridas de tales impurezas en la sección de pre-enfriamiento . Segundo, la temperatura critica (es decir, la temperatura arriba de la cual un fluido no se puede condensar independientemente de la presión) del CO2 es aproximadamente 31.1°C, lo cual significa que el CO2 no se puede condensar arriba de 31.3°C. Un ciclo de pre-enfriamiento, sin embargo, requiere un refrigerante condensado el cual suministra refrigeración al ebullir contra una corriente de carga. Tradicionalmente, las FPSO' s usan agua de mar como un refrigerante suministrado a enfriadores intermedios y enfriadores posteriores compresores. De esta manera, si el agua de mar está caliente, por ejemplo, 27°C, la cual es la temperatura del agua superficial típica en las regiones tropicales, y asumiendo una aproximación de 10°C típica en el
condensador, el C02 no se puede condensar usando el agua de mar moderada, degradando de esta manera la eficiencia y limitando la aplicabilidad de los ciclos basados en C02 para latitudes con agua de mar abajo de aproximadamente 20°C. Adicionalmente, el C02 necesita ser comprimido típicamente a una presión arriba de aproximadamente 52 bara para ser condensado eficientemente, lo cual requiere el uso de una caja de tipo de barril de alta presión especial para el compresor. El uso de cajas de tipo de barril de alta presión especiales eleva de esta manera el costo de capital. Por otra parte, el bucle de pre-enfriamiento completo funciona a presiones mucho más altas que los ciclos de pre-enfriamiento en propano o hidrofluorocarburo . De esta manera, el sistema completo se debe diseñar con tubería de alta presión, dispositivos de alivio de presión, etc. que incrementan el costo de capital e incrementan las preocupaciones de seguridad de la presión de gas, especialmente en una plataforma marina donde las distancias entre el equipo y el personal es mucho menor que comparadas con las plantas basadas en tierra. También se han divulgado sistemas y procesos de licuación de gas natural pre-enfriados para las FPSO's que usan propano (C3H8) para pre-enfriar una corriente de alimentación de gas natural mientras que una mezcla de hidrocarburo refrigerante mezclado, la cual por sí misma
contiene propano, enfria adicionalmente la corriente pre-enfriada para proporcionar un producto de gas natural licuado. Este tipo de proceso es conocido como el refrigerante mezclado pre-enfriado con propano, o procesos C3 R y se usa para manufacturar la mayoría del LNG producido en todo el mundo. En el bucle de pre-enfriamiento, el propano líquido se expande a diferentes presiones usan'do válvulas Joule-Thomson (J-T) . El propano de ebullición resultante se vaporiza contra la corriente de alimentación de gas natural para pre-enfriar la corriente de alimentación de gas natural. Los vapores de propano resultantes se alimentan a un compresor de propano que comprime las corrientes de vapor a una presión alta. El propano de alta presión que se descarga del compresor se enfría contra el- agua de mar y se hace recircular de nuevo en el proceso de pre-enfriamiento . Debido a la alta temperatura crítica del propano (96.6°C) contra el CO2 (31.1°C), el propano proporciona altas tareas de refrigeración para cada megavatio de energía de compresión suministrada en comparación al C02. En las plantas basadas en tierra clásicas, el propano también se puede usar en el refrigerante de hidrocarburo mezclado a fin de proporcionar refrigeración eficiente en la parte de licuación del proceso. Mientras que el propano se ha usado ampliamente en las plantas basadas en tierra como un refrigerante de pre-enfriamiento, el uso del propano también tiene desventajas
para! el uso en las FPSO's. El propano puede fugarse de los sellos del compresor de gas, evaporadores de propano, y otros puntos en el sistema que pueden conducir a condiciones explosivas peligrosas en y cerca de la superficie ; de la FPSO. El propano presenta estas condiciones explosivas peligrosas debido a sus diversas propiedades únicas. Por ejemplo, el propano tiene un punto de ebullición normal de -42.1°C, lo cual significa que cuando el propano se fuga dé cualquier equipo, permanece como un vapor. La densidad de vapor del propano es de 1.91 Kg/m3 contra una densidad de aire de 1.20
Kg/m3 a 15°C. La densidad de vapor del propano causa que el vapor fugado se asiente cerca de la superficie de la plataforma FPSO. El vapor tiene un limite bajo de inflamabilidad de menor que 9.5% en volumen y el Departamento de Transportación de los Estados Unidos lista el propano como un gas inflamable, mientras que la Comisión Europea etiqueta el propano como F+ o extremadamente inflamable. Debido a que los vapores del propano se asientan en el piso sobre la superficie de la plataforma FPSO y debido a que el propano es extremadamente inflamable, la presencia de una "nube" de propano sobre la plataforma FPSO puede ser extremadamente peligrosa . Por otra parte, una FPSO está limitada de espacio y la distancia promedio entre el equipo y el personal o ??e· módulos habitacionales es significativamente más pequeña que
para una planta basada en tierra. Si ocurriera una fuga de propano sobre una FPSO, los vapores de propano inflamables se propagarían probablemente a todas las áreas principales de la FPSO en un corto lapso de tiempo, exponiendo a la planta a un riesgo de explosión y/o de fuego. Este' peligro potencial se volvió una realidad en el Piper Alpha, una plataforma de petróleo y gas que procesa condensado de propano en el Mar .del Norte. El 6 de Julio de 1988, una bomba de condensado de propano de respaldo la cual supuestamente estuvo bajo reparación se encendió accidentalmente lo cual condujo la descarga de propano en el aire justo arriba de la superficie de la plataforma. El propano fugado resultante se encendió accidentalmente y dio por resultado dos explosiones muy grandes que afectaron inmediatamente el cuarto de control y la mayor parte del barco. El accidente dio por resultado 167 fatalidades y la plataforma se fundió. El uso de propano como un refrigerante puede, por lo tanto, ser extremadamente peligroso, puesto que requerirá especialmente inventarios de propano no solo en la sección de pre-enfriamiento sino también en el almacenamiento y en una columna de despropanizadora para extraer el propano. En contraste, otros hidrocarburos no poseen una amenaza tan grande como el propano. El metano (CH4) es, por ejemplo, más ligero que el aire con una densidad de vapor típica de 0.68
Kg/m3 a 15°C.' Si el metano se fugó sobre una plataforma de FPSO, el metano se disiparía rápidamente en el aire. Similarmente, el etano (C2H6) tiene una densidad de 1.28 Kg/m3 a 15°C, lo cual es todavía cercana a la densidad del aire, de esta manera, reduciendo el peligro de que se acumulen los vapores inflamables cerca de la superficie de FPSO. Los butanos (C4Hi0) tienen típicamente problemas similares asociados con el propano. El N-butano, por ejemplo, tiene un punto de ebullición normal de -0.5°C y una densidad de 2.52 Kg/m3 a 15°C que podría conducir a la formación de vapores explosivos sobre la superficie de la FPSO. El butano, sin embargo, tiene una tendencia más baja de escapar del equipo de la planta de licuación debido a su alta densidad, la cual lo vuelve inherentemente más seguro que el propano. Los hidrocarburos más pesados (C5+) son principalmente líquidos a temperaturas atmosféricas ambientales, y por consiguiente, cualquier fuga dará por resultado pocos vapores cerca a la superficie de FPSO. De esta manera, debido a su composición única entre el grupo de hidrocarburos alifáticos, el propano se considera el más peligroso de todos los hidrocarburos alifáticos, y es deseable evitar el uso en las FPSOs de LNG. Existe, por lo tanto, una necesidad en la técnica por un proceso que proporcione la eficiencia de costos de energía y capital del proceso C3MR sin exponer, o por lo
menos limitar el uso de refrigerantes inflamables sobre la FPSO. Es necesario un refrigerante de pre-enfriamiento que tendrá una temperatura critica más alta que 50°C, ; tendrá cero potencial de inflamabilidad, coro potencial de toxicidad, bajo impacto ambiental, y un punto de ebullición más bajo que permita bajas temperaturas de pre-enfriamiento . BREVE DESCRIPCIÓN Las modalidades de la presente invención satisfacen esta necesidad en la técnica al proporcionar un sistema, y método de licuación mejorado que usa un hidrofluoroCarburo (HFC) para pre-enfriar una corriente de alimentación de gas natural antes de licuar la alimentación pre-enfriada usando un refrigerante mezclado (MR) . En una modalidad, se divulga un método para licuar una corriente de gas natural, donde el método comprende las etapas de: proporcionar una corriente de gas natural deshidratado para licuación, pre-enfriar la corriente de gas deshidratado en un aparato de pre-enfriamiento, en donde el pre-enfriamiento se realiza al usar un pre-refrigerante que consiste esencialmente de un refrigerante de hidrofluorocarburo (HFC) ; enfriar adicionalmente la corriente de gas natural deshidratado pre-enfriado en un intercambiador de calor principal a través del intercambio de calor indirecto contra un enfriador refrigerante mezclado con hidrocarburo vaporizado para producir una corriente de
producto de gas natural licuado, en donde el enfriador refrigerante mezclado comprende etano, metano, nitrógeno, y menor que o igual a 3% en mol de propano. En otra modalidad, se divulga un sistema para licuar una corriente de gas natural, donde el sistema ¦ i comprende: un compresor de hidrofluorocarburo (HFC) de múltiples etapas; o un aparato de pre-enfriamiento conectado fluidamente al compresor HFC de múltiples etapas, el aparato de pre-enfriamiento comprende por lo menos un evaporador para pre-enfriar uña corriente de gas natural deshidratado usando un refrigerante HFC; un intercambiador de calor principal conectado fluidamente al aparato de pre-enfriamiento para enfriar adicionalmente la corriente de gas natural deshidratado pre-enfriado para producir una corriente de producto de gas natural liquido, en donde un enfriador refrigerante mezclado vaporizado que comprende etano, metano, nitrógeno, y menor que o igual a 3% en mol de propano proporciona refrigeración en el intercambiador de calor principal . En todavía otra modalidad, se divulga un método para licuar una corriente de gas natural donde el método comprende las etapas de: proporcionar una corriente de gas natural deshidratado para licuación; enfriar la corriente de gas natural deshidratado en un aparato de pre-enfriamiento, en donde el pre-enfriamiento se realiza al usar un pre-
enfriador que consiste esencialmente de un refrigerante de hidrofluorocarburo (HFC) ; enfriar adicionalmente en la corriente de gas natural deshidratado pre-enfriado en un intercambiador de calor principal a través del intercambio de calor indirecto contra un enfriador refrigerante mezclado de hidrocarburo vaporizado para producir una corriente de producto de gas natural licuado, en donde el enfriador refrigerante mezclado es una mezcla que comprende una corriente de metano derivada de una corriente de gas natural, una corriente enriquecida con etano, en donde la corriente enriquecida con etano es predominantemente etano, y una corriente de nitrógeno, en donde la corriente de nitrógeno es predominantemente nitrógeno. BREVE DESCRIPCIÓN DE LOS DIBUJOS La breve descripción anterior, asi como también la siguiente descripción detallada de las modalidades ejemplares, se entienden mejor cuando se leen en conjunción con los dibujos adjuntos. Para el propósito de ilustrar las modalidades de la invención, se muestran en los dibujos 1 construcciones ejemplares de la invención; sin embargo, la invención no se limita a los métodos específicos e instrumentalidades divulgadas. En los dibujos: la Figura 1 es una gráfica de flujo que ilustra un sistema y método ejemplar que implica aspectos de la presente invención;
la Figura 2 es una gráfica de flujo que ilustra un sistema y método ejemplar que implica aspectos de la presente invención; la Figura 3 es una gráfica de flujo que ilustra un sistema y método ejemplar que implica aspectos de la presente invención; la Figura 4A es una gráfica de flujo que ilustra un sistema y método accionador ejemplar que implica aspectos de la presente invención; y la Figura 4B es una gráfica de flujo que ilustra un sistema y método accionador ejemplar que implica aspectos de la presente invención. DESCRIPCIÓN DETALLADA Una modalidad de la invención se relaciona al desarrollo de refrigeración criogénica para el uso en aplicaciones de licuación LNG, y especialmente para el uso en plataformas marinas basada en el uso de tanto HFC's y mezclas refrigerantes de hidrocarburo. La seguridad es de importancia primordial en el diseño de cualquier planta de procesamiento de hidrocarburo marina o de flotación debido al trazado compacto, proximidad de los módulos habitacionales al equipo de proceso y los egresos limitados. Las modalidades del sistema y proceso divulgados logran alta eficiencia de energía por tonelada de LNG de producto, de esta manera eliminando la necesidad de usar refrigerantes inflamables,
pero altamente eficientes como el propano. En una modalidad, el refrigerante de pre-enfriamiento de propano altamente inflamable usado en los procesos C3 R tradicionales se puede reemplazar con un HFC para pre-enfriar la alimentación de gas natural antes de ser enfriada adicionalmente usando un refrigerante mezclado de hidrocarburo. El HFC usado se puede clasificar (clase 1) por la Sociedad Americana de la Salud, Ingenieros de Refrigeración y Acondicionamiento con aire (ASHRAE) ya que no son tóxicos bajo 400 ppm y no se propagan en una flama 21°C y 1.01 bara, de eta manera, volviendo seguro para el uso en comparación con el propano. El AS HRAE clasifica un refrigerante que es de tipo 2 y es inflamable en concentraciones mayores que 0.1 Kg/m23 a 21°C y 1.01 bara con un calor de combustión menor que 19,000 KJ/Kg. EL ASHRAE clasifica un refrigerante que es del tipo 3 y es inflamable en concentraciones abajo de 0.1 Kg/m3 a 21°C y 1.01 bara con un calor de combustión mayor que 19.000 KJ/Kg. El HFC permitirá pre-enfriarse a temperaturas más bajas que -37°C debido a un punto de ebullición normal más bajo para muchos de los HFC's. Por ejemplo, R410A que es una mezcla binaria de R32 (difluorometano ) y R125 (pentafluoroetano) tiene una temperatura critica de 70.1°C, clasificado como un refrigerante Al por ASHRAE (baja toxicidad y sin ¦ potencial de inflamabilidad) tiene un
potencial de agotamiento de ozono (OFP) de cero, y un punto de ebullición normal de -51.6°C. El ODP es la tendencia de una molécula que reacciona y destruye el ozono , atmosférico relativo con el diclorodifluorometano (CCI2F2) que es asignado un ODP de 1.0 según las provisiones del protocolo de Montreal (1987). Lo refrigerantes con ODP más bajo son como de esta manera, más deseables. Otro beneficio de usar HFC's como refrigerante de pre-enfriamiento es que permite la remoción de propano del refrigerante mezclado manteniéndolo cerca a la misma eficiencia de energía para producir LNG. Esto permite un proceso de refrigerante mezclado pre-enfriado HFC que elimina el uso de propano, ofreciendo aproximadamente las mismas eficiencias como una planta basada en tierra, y al mismo tiempo, permitiendo una alta cantidad de flexibilidad de operación en proceso de licuación debido a las temperaturas de ebullición bajas de los HFC's. El uso de un refrigerante HFC puede conducir a eficiencias tan altas como o aún más altas que el proceso C3ME tradicional. Además, varios HFC's comercialmente disponibles de corriente principal permiten el pre-enfriamiento a temperaturas tan bajas como -127°C y ninguna posibilidad de congelación. Por otra parte, la temperatura crítica de la mayoría de los HFC s comercialmente conocidos es mucho más alta que el CO2, y por consiguiente los HFC s
pueden usar con alta eficiencia de proceso bajo condiciones de temperatura de agua de mar más típicas. Otro beneficio de usar HFC's sobre el propano es la habilidad de los diversos HFC s de ser enfriados instantáneamente a la niveles de presión . de vacío (subatmosférica) para lograr temperaturas de pre-enfriamiento muy bajas, de esta manera, teniendo la habilidad de condensar suficientes hidrocarburos de la alimentación. Si el propano se enfría instantáneamente a niveles sub-atmosféricos para lograr bajas temperaturas (es decir, abajo de -42°C) , el aire que ingresa en la línea de succión compresora, por ejemplo, puede conducir potencialmente a mezclas exclusiva -. Puesto que los HFC's similares a R410A y R134A, por ejemplo, no son inflamables, el aire que ingresa no conducirá a mezclas inflamables, lo cual es porque es aceptable para enfriarse instantáneamente a niveles sub-atmosféricos . Debido a la viabilidad de alcanzar temperaturas de pre-enfriamiento más frías, también es posible, o casi posible, eliminar, el propano del bucle refrigerante mezclado principal mientras que aún mantiene una eficiencia comercial aceptable. El refrigerante mezclado usado para la licuación puede comprender nitrógeno, metano, y etano, por ejemplo. Teóricamente, el refrigerante mezclado debe contener cero % en mol de propano, sin embargo, prácticamente, la eliminación de todo el propano en el refrigerante mezclado no puede ser
económico o comercialmente factible. El metano para el refrigerante mezclado se puede producir en el sitio. El etano usado para preparar el refrigerante mezclado puede proceder ' de , vendedores comerciales, por ejemplo, o también se puede prepara en el sitio. Si el etano externamente originado o producido en el sitio, se produce típicamente como el producto de arriba de una columna desetanizadora . En la práctica, la pureza del etano de una columna desetanizadora se limita por el número de etapas en la columna y la relación de reflujo. La producción de etano de alta pureza requiere un número de i etapas en la columna de destilación y/o una alta relación de reflujo que conduce a incrementos en los costos de capital y operación. De esta manera, en la práctica una pequeña cantidad de propano se puede incluir en una corriente de producto de etano comercial. El metano requerido para el refrigerante mezclado se extrae típicamente como una corriente de vapor (ver corriente 117 de la Figura 1) que emerge de un tambor de reflujo de columna de eliminación (ver artículo 110 de la Figura 1) . El contenido de propano en la corriente de metano 117 es una función de la temperatura de la corriente de alimentación pre-enfriada 108 (con referencia a la Figura 1) . Conforme la temperatura de la corriente pre-enfriada 108 disminuye, más propano se condensa en el tambor de reflujo
110 que conduce a un contenido de propano más bajo en las corrientes de producto de arriba 117 y 114. Por consiguiente, si el contenido de propano más bajo se desea en la corriente de metano usada para preparar el refrigerante mezclado, entonces es necesaria una temperatura de pre-enfriamiento más baja. El mantenimiento también se puede procurar del gas de alimentación deshidratado. En cualquier caso, la corriente que constituye metano también contendrá típicamente algo de etano y propano como impurezas, dependiendo de la operación de la planta y la composición de alimentación de gas natural. De esta manera, ambas fuentes de metano *y etano contiene pequeñas cantidades de propano. Por ejemplo, según las Figuras 2-3 de el Libro de Datos de Ingeniería de la Asociación suministradora de Procesadores de Gas (GPSA) y (versión FPS, vol . I, llht ed., 1988) el etano de alta pureza comercialmente disponible contiene comúnmente de manera aproximada 4% en mol de propano y puede contener hasta 10.7% en mol de propano. La Tabla 1 muestra la variación del contenido de propano en un refrigerante mezclado típico (en donde el refrigerante mezclado comprende 16.6% en mol de N2, 40.99% en mol de metano y 42.4% en mol de etano) . Por ejemplo, si menor que 2.0% en mol de propano se desea en el refrigerante mezclado para seguridad u otros procesos, entonces ya sea una corriente de metano de menor que 1.0% en mol de propano tendría que ser usada o la corriente de etano
necesitaría contener menor que 4% en mol de propano. En este caso, el taño de una columna desetanizadora de alta pureza se puede preferir sobre el etano de grado comercial. Tabla 1
El pre-enfriamiento de las temperaturas más bajas reduce la carga de remoción de calor en el bucle refrigerante mezclado. Esto da por resultado tanto reducciones de costo de capital como de operación; el equipo de bucle refrigerante mezclado tal como intercambiadores de calor criogénicos y compresores de refrigerante mezclado son generalmente más intensivos en capital que el equipo de pre-enfriamiento . Esto es debido a que los intercambiadores de calor de bucle de refrigerante mezclado se diseñan más elaboradamente para resistir condiciones criogénicas y también debido a que los
compresores de refrigerante mezclado, operan a varias veces presiones más altas que los compresores de pre-enfriamiento que conducen a una tubería y equipo de pared más gruesa. Por consiguiente, la reducción de la carga en el bucle de refrigerante mezclado conduce ahorros de costo de capital netos. Además,' el bucle de refrigerante mezclado requiere un consumo de energía más alto de los compresores para cada KW de calor removido contra el bucle de pre-enfriamiento . Esto es debido a que, los factores de compresibilidad promedio de los refrigerantes de pre-enfriamiento similares1 a HFC s y propano es mucho más bajo que aquel de un refrigerante mezclado típico. Por consiguiente, el cambio de la carga de remoción de calor al bucle de pre-enfriamiento proporciona una reducción neta en la energía de compresión total que conduce a beneficios de costos de operación. El propano no, sin embargo, proporciona la flexibilidad de cambiar la tarea al bucle de pre-enfriamiento debido a su punto de ebullición normal relativamente alto (-42°C) en comparación a los HFC's similar a R410A (-51.6°C), y el peligro asociado con la operación en vacío. La eliminación, o cerca de la eliminación del propano como un refrigerante en cualquier parte en la planta, junto con cualquiera de los costos y peligros del equipo asociados para almacenar y producir el propano conducirá a un sistema de licuación significativamente más seguro y más económico.
Los refrigerantes HFC que son ya sea refrigerantes componentes solos o mezclas de refrigerantes se pueden usar para pre-enfriar. Los refrigerantes HFC componentes solos, tal como R134a, se han usado ampliamente en las industrias automotrices y otras dé refrigeración, por ejemplo. Únicamente pocos refrigerantes HFC componentes solos, sin embargo, satisfacen las múltiples recepciones de ser estables, ser poco inflamables, tener bajos potenciales de agotamiento de ozono o menor que 0.1, y tener un potencial de calentamiento global bajo con eficiente características termodinámicas de bajas presiones de condensación y bajos puntos de ebullición normales. Por consiguiente, las mezclas se consideran ampliamente como candidatos potenciales para refrigerantes HFC. Es disponible una amplia gama de HFC s comerciales permitiendo alta flexibilidad en ajusfar temperaturas de pre-enfriamiento . Por ejemplo, si el LNG tiene que ser depurado de hidrocarburos más pesados (frecuentemente para controlar su valor de calentamiento) , la alimentación puede necesitar ser pre-enfriada a temperaturas abajo de -409°C. Los HFC's comercialmente disponibles similares a R-410A se pueden usar fácilmente para pre-enfriar la alimentación a temperaturas de, por ejemplo, -48°C, a eficiencias muy altas. En contraste, el C02 no se podría usar como un pre-enfriador en esta situación debido a la posibilidad de congelación.
Las mezclas de refrigerante HFC consideras por tener un "deslizamiento de temperatura" bajo que varia entre 0-7°C, se puede usar como el pre-enfriador . El deslizamiento de temperatura es la diferencia de temperatura entre la burbuja y las . temperaturas de punto de condensación y es debido al cambio en la composición como una mezcla que hierve gradualmente que se mueve hacia componentes más pesados como los componentes más volátiles que hierven. Las mezclas refrigerantes con deslizamientos de temperatura muy pequeños (0-0.1°C) actúan como componentes solos y son llamados "mezclas azeotrópicas" mientras que las mezclas con bajos deslizamientos de temperatura (es decir, menor que 1°C) se han llamado "casi azeotropos". Por ejemplo,, el R-410A de mezcla HFC tiene un deslizamiento de temperatura de menor que 0.1°C. Los refrigerantes de deslizamiento de temperatura bajo tienen varios beneficios. Primero, los refrigerantes de deslizamiento de temperatura bajo evitan el cambio de la composición de modo que el circuito de refrigeración completo, que incluye el equipo, se puede diseñar para una composición uniforme. Además, la fuga de un refrigerante de deslizamiento de temperatura bajo o de cero dará por resultado un cambio mínimo o cero en la composición del refrigerante contenido en el sistema de pre-enfriamiento . Segundo, los refrigerantes casi azeotropos o
azeotropos se comportan diferentemente de sus componentes individuales. Por ejemplo, R-410A el cual es una mezcla casi azeotrópica 50/50 en peso de R32 y R125, tiene una baja inflamabilidad, aunque el R32 por si solo es inflamable. Tercero, un -refrigerante azeotropo mantendrá su peso molecular conforme la mezcla se evapora' en varios niveles presión. De esta manera, los vapores que entran a un compresor en diferentes niveles de presión tienen el mismo peso molecular. En contraste, usando HFC s con deslizamientos de temperatura grandes pueden conducir a vapores con pesos moleculares más altos de que entren al compresor, lo cual podría conducir a un comportamiento impredecible del compresor a menos que se desarrollen esquemas de control de composición resistentes. Un punto que se debe tratar al pre-enfriar con un refrigerante HFC en una FPSO es la necesidad de el reinicio de presión completo del compresor de refrigerante HFC. Muchas plantas de LNG basadas en tierra usan turbinas de gas de tipo "estructura" de un árbol para accionar los compresores del refrigerante en conjunción con grandes motores/auxiliadores eléctricos. Aun con grandes motores arrancadores/auxiliadores estas plantas todavía requieren un gran porcentaje del inventario de refrigerante que se ventile antes de reiniciar el compresor. Esto es necesario para reducir los requerimientos de energía/torque de la turbina y el motor
arrancador/auxiliar a un nivel bajo suficiente para arrancar el tren de accionamiento. El tren de accionamiento consiste usualmente de uno o más compresores y un accionador los cuales están conectados mecánicamente. La ventilación no es una opción económica aceptable con una planta de LNG pre-enfriada con HFC, particularmente una localizada mar adentro, debido a que el refrigerante es costoso de comprar y transportar, y el almacenamiento del HFC tomaría espacio valioso sobre una FPSO. Para cumplir los requerimientos de un arranque de presión completa sin ventilación, el accionador tiene qué ser capaz de proporcionar el torque necesario para acelerar el tren de accionamiento a velocidad completa bajo carga. Esto se puede hacer con un motor eléctrico que acciona, una estructura de múltiples árboles, o una turbina de gas aeroderivada de múltiples árboles que todos tienen capacidad de torque adecuada. El requerimiento de no ventilar los HFC s en un sistema de licuación de LNG que usa pre-enfriamiento con HFC probablemente no puede ser cumplido con un tren de accionamiento basado en turbina de gas de un árbol sin un motor arrancador/auxiliador excepcionalmente grande y el equipo de generación de energía requerido para accionarlo. Esta configuración no sería una solución económica puesto que requeriría una gran inversión en equipo que, como máximo, ser usaría ocasionalmente cuando la planta se vuelve a encender. La Figura 1 ilustra un sistema y un proceso de
licuación que incluye dos circuitos de refrigeración de acuerdo con un aspecto de la presente invención. Se pueden adicionar uno o más circuitos de refrigeración a los circuitos ya ilustrados en la Figura 1. El primer circuito de refrigeración caliente, o de pre-enfriamiento usa un refrigerante HFC. El segundo circuito de refrigeración frío, o de enfriamiento principal usa una mezcla de hidrocarburo. El primer circuito de refrigeración que usa HFC como un refrigerante de pre-enfriamiento comprende un compresor de HFC de múltiples etapas 158 y un aparato de pre-enfriamiento de HFC 101. El HFC usado en el primer circuito de refrigeración puede tener preferiblemente las siguientes propiedades: (1) ser un refrigerante de Clase A ASHRAE (baja toxicidad); (2) ser un refrigerante de Clase 1 ASHRAE (baja inflamabilidad): (3) tiene un ODP que no excede 0.1 (agotamiento de ozono muy bajo) . El ODP de una molécula compara su tendencia destructora del ozono con aquella del diclorodifluorometano (CC12F2) según las provisiones del protocolo de Montreal; y (4) tienen tan bajo Potencial de Calentamiento Global (GWP) . Se debe observar, sin embargo, que la probabilidad extremadamente baja de ¦ emisiones a gran escala bajo condiciones de operación normales, los ahorros de energía, y las reducciones consecuentes en las emisiones de C02 implican que el criterio GWP es únicamente cualitativo. El HFC usado en el primer circuito de refrigeración
también puede tener preferiblemente las siguientes propiedades: (1) para mezclas de HFC, el refrigerante tendría preferiblemente un deslizamiento de temperatura de menor que 7°C que satisface por las mezclas de HFC azeotrópicas o casi azeotrópicas; ; (2) el componente o mezcla de HFC tendría una temperatura crítica más alta que 50°C (que permite el uso de aire ambiental como enfriador además de agua de mar, de esta manera, impartiendo una eficiencia más alta) ; y (3) tiene puntos de ebullición normales que son suficientemente bajos para pre-enfriar la alimentación de gas natural a la temperatura deseada. Por ejemplo, el R410A tiene una temperatura de ebullición normal de -51.6°C aun sin la operación a vacío., la cual puede permitir la remoción suficiente de hidrocarburos pesados de la alimentación de gas natural usando el fraccionamiento. Los HFC's componentes individuales comercialmente disponibles similares a R134A, R125 y todos los otros que llevan las propiedades anteriores califican para el uso en el proceso inventado actual para la licuación de LNG. También las mezclas de HFC comercialmente disponibles similares a R407C, R410A, R417A, R505 y R422D satisfacen los requerimientos anteriores. La Tabla 2 proporciona un resumen de otros HFC's puros y de mezcla potenciales que se clasifican como Al (es decir, sin toxicidad abajo de 400 ppm y sin potencial de
propagación de flama) , con ODP cerca de cero, y que se pueden usar para el servicio de pre-enfriamiento de LNG. Tabla 2
Volviendo a la Figura 1, una corriente de alimentación de gas natural (no mostrada) se pre-trata para la remoción de aceites de hidrocarburo pesados, particulados, CO2, y H2S antes de ser enviados a los secadores (no mostrados) . El secado se puede realizar usando el enfriamiento con agua de mar si el agua de mar está sustancialmente abajo de 22°C o se puede realizar usando el refrigerante HFC. Después de enfriar la corriente de gas natural a una temperatura entre 22-25°C, la corriente de alimentación de gas natural luego se envía a los lechos secadores donde la humedad se remueve (no mostrada) . La corriente de alimentación de gas natural deshidratada 100 luego se envía para ser pre-enfriada a presiones que varían entre 30-85 bara. El pre-enfriamiento de la corriente de
alimentación de gas natural deshidratada 100 se realiza en 1-5 etapas de enfriamiento en serie, por ejemplo, representadas por el aparato de pre-enfriamiento 101. La Figura 1 ilustra un sistema de pre-enfriamiento de 3 etapas. Estas etapas de enfriamiento en serie usan un refrigerante HFC a temperaturas que descienden secuencialmente al disminuir las presiones de la válvula J-T que hacen que el refrigerante HFC se suministre a la etapa de enfriamiento (n) más fría que la suministrada a la etapa de enfriamiento (n-1) , por ejemplo. Mientras más grande es el número de etapas de enfriamiento, más grande es la eficiencia del pre-enfriamiento debido a los alcances más cercanos de la curva de enfriamiento. Si existe un total de etapas de pre-enfriamiento HFC (n) entonces la alimentación se enfria en etapas (n-1) para producir la corriente pre-enfriada 102. La corriente pre-enfriada 102 luego se puede enviar a una columna de eliminación de hidrocarburos 103 la cual elimina los componentes más pesados (C2+) de la alimentación que usa una corriente de reflujo liquida fria 113 a fin de ajustar el valor de calentamiento del LNG final. Una corriente de fondo 105 se envía ya sea a un tren de fraccionamiento o a almacenamiento (no mostrado). Se debe observar que debido a las limitaciones de espacio sobres las FPSO's, la corriente de hidrocarburo pesado 105 que salen de la columna de eliminación 103 se puede enviar potencialmente
y fraccionar en una terminal receptora de LNG. Si el fraccionamiento se lleva a cabo sobre la plataforma FPSO, un aspecto de la presente invención también permite que el refrigerante HFC suministre refrigeración a los condensadores de las diversas columnas (tal como una desetanizadora) que se puede involucrar en un tren de fraccionamiento. La corriente 104, tomada de la columna de eliminación 103, constituye la corriente de productos- de arriba más ligera. La parte de la corriente 104 (es decir, corriente 107) se puede condensar parcialmente usando el aparato de pre-enfriamiento de HFC 101. La corriente de alimentación pardamente condensada 108 luego se puede combinar con la, porción no condensada de la corriente 104 (es decir, corriente 106) para formar la corriente 109 y luego enviarla a un separador de vapor-liquido 110 el cual separa el vapor del liquido. La corriente de liquido 111 del separador de vapor-liquido 110 luego se puede bombear en la bomba 112 de regreso a la columna de eliminación 103 como la corriente 113 para actuar como el reflujo de columna. El refrigerante de pre-enfriamiento de HFC se puede usar para suministrar todo de la tarea del condensador de reflujo de columna de eliminación 110 sin la necesidad de usar el refrigerante de licuación principal para tal propósito. El uso' del pre-enfriamiento de HFC para suministrar toda la tarea del condensador del reflujo de
columna de la eliminación 110 mejorará la eficiencia del sistema puesto que típicamente las tareas de enfriamiento suministradas por los refrigerantes de hidrocarburo típicos requieren energía de compresión de incremento mucho más alta que el refrigerante de HFC. Esto es debido a que los factores de compresibilidad significativamente más bajos de los HFC s típicos cuando se comparan con los refrigerantes de hidrocarburo más ligeros como CH4 y C2tie- El uso del pre-enfriamiento de HFC para suministrar ' toda- la tarea del condensador de reflujo de columna de eliminación 110 también reduce el tamaño del intercambiador de licuación principal 115 y simplifica los problemas de control y el trazado de la planta. La corriente de vapor 114 del condensador de reflujo de la columna de eliminación 110 se puede enviar a la sección criogénica de la planta que condensa completamente y sub-enfría la corriente de vapor 114 para formas la corriente de producto LNG 116. La sección criogénica comprende el intercambiador de licuación principal 115. En la sección criogénica, ya sea un refrigerante que consiste de hidrocarburos mezclados con 0-30% en mol de N2 o N2 puro se puede usar, por ejemplo. En una modalidad, el refrigerante de licuación principal puede ser una mezcla que contiene 0-30% de 2 e hidrocarburos tales como metano (0.50%), etano (0-75%), y butanos (0-50%). En otra modalidad, el refrigerante
de licuación principal puede ser una mezcla que comprende una primera corriente de metano derivada de una corriente de gas natural, una segunda corriente, donde la segunda corriente es una corriente enriquecida con etano que es predominantemente etano, y una tercera corriente, donde la tercera corriente es una corriente enriquecida con nitrógeno que es predominantemente nitrógeno. La corriente de metano se puede derivar de gas natural en una de dos formas. Si la corriente de gas natural 100 (ilustrada en la Figura 1) es ligera (es decir, contiene más de 90% en mol de metano y menos que 3% en mol de propano) entonces una parte de esa corriente se puede usar para constituir el refrigerante mezclado. Si la corriente de gas natural 100 (de la Figura 1) no es ligera (es decir contiene más de 3% en mol de propano) , entonces se puede pre-enfriar nuevamente el HFC en el aparato de pre-enfriamiento 101, eliminado en una columna de eliminación 103 (de la Figura 1) para remover el propano de exceso y otros hidrocarburos pesados, y se pre-enfria además para producir el metano que constituye la corriente 117 (de la Figura 1). Este procedimiento asegura que el metano que constituye la corriente usada para hacer el refrigerante mezclado contenga cantidades suficientemente bajas de propano por seguridad. Con respecto a la corriente enriquecida con etano, predominantemente, como se usa en la presente, se define ya que propone que la corriente comprenda por lo menos 90% en
mol de etano. El etano de alta pureza comercial puede contener hasta 10% en mol de propano mientas que el etano preparado en el sitio puede tener una pureza mucho más alta que 90% en mol de etano. De esta manera, la pureza mínima de la corriente enriquecida con etano es 90% en mol de etano. Con respecto a la corriente enriquecida con nitrógeno, como se usa predominantemente en la presente, se define ya que propone que la corriente comprenda por lo menos 97% en mol de nitrógeno y un punto de condensación más bajo que -40°C. Las unidades generadoras de nitrógeno empacadas con base en la separación de membrana de aire se han usado comúnmente en aplicaciones marinas para proporcionar por lo menos 97% en mol de corriente de nitrógeno. Hasta 99.99% en mol de pureza del nitrógeno se puede lograr con estas unidades en una forma económica. Las membranas se operan típicamente a presiones de alimentación de aire de menor que 50 bara y temperaturas de menor que 50°C. El uso de propano, que se considera que no es favorable para el uso en la FPSO debido a la posibilidad de formación de nubes inflamables en el nivel superficial, se puede eliminar o casi eliminar al usar HFC's como un pre-enfriador . El intercambiador de licuación principal 115 puede ser un intercambiador de espiral enrollado, un intercambiador de aleta de placa, o cualquier otro intercambiador típico
para el servicio criogénico. La corriente de vapor 114 puede entrar al intercambiador de licuación principal 115 donde se condensa y se sub-enfría y sale como una corriente de producto de LNG 116 a una temperatura entre -140°C a -170°C y una presión entre 30-85 bara, por ejemplo. La corriente de producto de LNG condensada y sub-enfriada 116 se puede procesar adicionalmente al reducir su presión en un expansor de liquido (no mostrado) ?· una válvula de vaporización instantánea (no mostrada) a aproximadamente 1.2 bara, formando gas de evaporación instantánea y un producto de LNG liquido. El producto de LNG liquido se puede enviar subsecuentemente al almacenamiento, por ejemplo. La corriente de refrigerante de licuación principal caliente, de baja presión 130 se puede enviar a una secuencia de compresores inter-enfriados 131, 135 donde la corriente 130 primero se comprime en 'un compresor 131 para formar la corriente 132, se enfria en un inter-enfriador 133 para formar la corriente 134, se comprime adicionalmente en 'un compresor 135 para formar la corriente 138, y luego se enfria adicionalmente en un enfriador posterior 139 para emerger como una corriente de fluido de alta presión 140. Los compresores 131 y 135 se accionan por un accionador 136. El accionador 136 puede ser un motor eléctrico o una turbina de gas. La corriente de fluido de alta presión 140 puede estar a presiones que varían entre 30-80 bara y a una temperatura
dictada por: (1) el enfriador usado en el enfriador intermedio 133 y el enfriador posterior 139; y (2) el tamaño del enfriador intermedio 133 y el enfriador posterior 139. Mientras que la Figura 1 ilustra el sistema de compresión del refrigerante mezclado que tiene un enfriador intermedio 133 y un enfriador posterior 139, se pueden implementar múltiples enfriadores intermedios y enfriadores posteriores, por ejemplo. El enfriador usado en el enfriador intermedio 133 y el enfriador posterior 139 puede ser aire, o típicamente para aplicaciones de FPSO, agua de mar, o agua potable, la cual es a su vez enfriada por el agua de mar, por ejemplo. La corriente de refrigerante de alta presión enfriada 140 se puede pre-enfriar usando el aparato de pre-enfriamiento 101 que da por resultado la corriente pre-enfriada 141. La corriente pre-enfriada 141 se puede separar en la corriente de refrigerante más ligera 143 y las corrientes de refrigerante más pesadas 144 en el separador 142. La corriente de refrigerante más ligera 143 luego se puede condensar y sub-enfriar en el intercamb.iador de licuación principal 115 para formar la corriente 148, expandida en la válvula J-T 149 para generar la .corriente de refrigerante criogénico 150 que tiene una temperatura entre -180°C a -120°C, antes de que luego se vaporice en el intercambiador de licuación principal 115. La corriente líquida de refrigerante más pesado 144 también se puede sub-
enfriar en el intercambiador de licuación principal 115 para formar la corriente 145 donde luego . se puede expandir en la válvula J-T 146 para generar la corriente refrigerante criogénico 147 también para ser vaporizado en el intercambiador de licuación principal 115. El presente proceso también puede incluir un expandido hidráulico (no mostrado) antes de la válvula J-T 146 para mejorar la eficiencia . Las corrientes de refrigerante criogénico combinadas 147, 150 hierven a temperaturas sucesivamente más altas mientras que fluyen hacia abajo al intercambiador de licuación principal 115 antes de salir eventualmente del intercambiador como la corriente de vapor 130 en o ligeramente arriba del punto de condensación terminando de esta manera el bucle de refrigeración. La Figura 2 ilustra las partes internas del aparato de pre-enfriamiento 101 que comprenden uno o más evaporadores de HFC. Los evaporadores de HFC 222, 226, 230 se usan para enfriar la corriente de alimentación de gas natural deshidratado 100 a aproximadamente -100°C a 0°C. Los evaporadores pueden ser intercambiadores de tipo de corza y tubo, por ejemplo. Los intercambiadores de tipo de coraza y tubo también son llamados comúnmente "ollas" puesto que el lado de la coraza consiste de una piscina de refrigerante de HFC de ebullición.. La corriente de refrigerante HFC 162
(también ilustrada en la Figura 1) puede ser liquido HFC saturado o preferiblemente sub-enfriado a una temperatura predeterminada por el contenido de aire o agua { de mar asi como también el tamaño del condensador y el sub-enfriador . Por ejemplo, el agua de mar típica enfriada en las aplicaciones FPSO puede enfriar la descarga de HFC del compresor de HFC de múltiples etapas 158 a 5-20°|C arriba de las temperaturas del agua de mar. La corriente de HFC sub-enfriada, de alta presión 162 se puede separar en las corriente 220, 240. La corriente 220 puede proporcionar el enfriamiento a la corriente de alimentación de gas natural deshidratado 100 mientras que la corriente 240 puede proporcionar el enfriamiento a' la corriente de refrigerante mezclado 140. La corriente 220 se puede expandir subsecuentemente en una válvula J-T 290 para formar la corriente 221 y luego se envía a la piscina de ebullición del líquido en un evaporador 222. La corriente de vapor saturada con HFC 223 que sale del evaporador 222 se puede combinar con la corriente de vapor saturada 243 que surge del evaporador 242 y la corriente combinada 163 (también ilustrada en la Figura 1) luego se puede enviar como una corriente natural a la boquilla de succión de presión más alta del compresor de HFC de múltiples etapas 158 de la Figura 1. El líquido de HFC 222 que no ha hervido se puede enviar por la vía de la corriente 224 a otra válvula J-T de
bajada de presión 292 rediciendo además su presión y temperatura que resulta de la corriente 225. La corriente de liquido de ebullición 225 se puede enviar al evaporador 226 donde suministra refrigeración adicional a la corriente 201. La corriente de vapor 227 que surge del evaporador 226 se puede combinar con la corriente de vapor 247 que surge del evaporador 246 y la corriente combinada 164 (también ilustrada en la Figura 1) se envía como una corriente natural a la boquilla de succión de presión media del compresor de HFC de múltiples etapas 158. El liquido 226 como corriente 228 se puede evaporar instantáneamente además en una válvula J-T 294 dando por resultado la corriente de ebullición 229 y enviarla a la piscina de ebullición de líquido en el evaporador 230 donde se puede evaporar completamente para formar la corriente de vapor saturada 231. La corriente de vapor saturada 231 se puede combinar con la corriente de vapor 251 que surge del evaporador 250 y la corriente combinada 265 (también ilustradas en la Figura 2) se puede enviar a la entrada de succión de baja presión del compresor de HFC de múltiples etapas 158. El evaporador 230 actúa como el condensador para la columna de eliminación 103. La temperatura de líquido de ebullición en el evaporador 230, la presión de salida de la válvula J-T final 294, así como también el HFC mismo se pueden decidir por varios criterios. Por ejemplo, es típico
limitar el valor de calentamiento más alto (HHV) del LNG que requiere la generación de suficiente reflujo en la columna de eliminación 103 que a su vez requiere temperaturas de ebullición suficientemente bajas en el evaporador 230. Típicamente, esta temperatura varía entre -20°C a -80°C aunque pueden haber excepciones en donde esta temperatura puede estar fuera de este intervalo. Por ejemplo, los refrigerantes como el R-410A cuando se evaporan instantáneamente a una presión permisible mínima de alrededor de 1.25 bara proporcionan una temperatura de alrededor de -50°C. En este caso, la temperatura de pre-enfriamiento final de aproximadamente -47°C se puede alcanzar en la salida del evaporador 230. Los HFC también se pueden usar con seguridad a presiones sub-atmosféricas para lograr temperaturas inferiores uniformes. Una razón de esto es posible, diferente al propano, es que las mezclas de aire-HFC no son inflamables, de modo que aunque algún aire ingresa, no surgen problemas de inflamabilidad. La selección del refrigerante HFC, por lo tanto, también se puede regir por la temperatura de pre-enfriamiento final que necesita ser lograda para condensar suficientemente hidrocarburos de gas de alimentación . Similar al pre-enfriamiento de la corriente de alimentación de gas natural deshidratado 100 anterior, los evaporadores 242, 246, 250 se pueden usar para enfriar la
corriente de refrigerante mezclado de hidrocarburo 140 para lograr una corriente pre-enfriada 141. La temperatura pre-enfriada del evaporador 242 puede ser idéntica al evaporador 222, la temperatura del evaporador 246 puede ser idéntica al evaporador 226 y la temperatura del evaporador 250 puede ser idéntica al evaporador 230. En general, si existen etapas de enfriamiento (n) la temperatura de ebullición del HFC en cualquier etapa de pre-enfriamiento (k) será idéntica para tanto los evaporadores refrigerantes de alimentación y mezclados con hidrocarburo. De esta manera, el vapor de HFC saturado que deja tanto el evaporador refrigerante mezclado de alimentación como de hidrocarburo en cualquier etapa de pre-enfriamiento dada será a presiones idénticas. Esto permite que las corrientes de vapor se mezclen y se envíen a una sola etapa compresora, reduciendo por consiguiente el número de boquillas de entrada compresoras. Otra ventaja de usar HFC's como el pre-enfriador es que los HFC s tiene una temperatura crítica que excede 50.0°C. Debido a que la temperatura crítica de los HFC excede 50.0°C, el condensador de HFC 161 (ilustrado en la Figura 1) después del compresor de HFC de múltiples etapas 158 no opera en la región supercrítica . Debido a que el condensador de HFC 161 después del compresor de HFC de múltiples etapas 158 no opera en la región supercrítica, el sistema, de esta manera, operará a una eficiencia más alta puesto que la reducción de
flujo volumétrico es más grande en las condiciones sub-criticas. Además, los HFC's pueden proporcionar refrigeración a la alimentación y al refrigerante de licuación principal en varias etapas de ebullición lo cual permite que el sistema iguale la curva de enfriamiento a un grado de arbitrariedad de cercanía dando por resultado de esta manera eficiencias más altas. El HFC se puede usar para proporcionar tareas de condensación a temperaturas más bajas que el propano para un reflujo de columna de eliminación de hidrocarburo, simplificando de esta manera el diseño de la planta de licuación y tomando una porción de la carga del refrigerante mezclado de hidrocarburo. Este alivio del refrigerante mezclado de hidrocarburo mejorará la eficiencia del sistema y reducirá el tamaño y el consto de capital de la sección criogénica costosa de la planta. Por otra parte, se pueden usar configuraciones de proceso más simples y más económicas sobre una gama más amplia de composiciones de alimentación y especificaciones de producto. En otra modalidad como se ilustra en la Figura 3, el sistema de pre-enfriamiento de HFC no se usa para suministrar la tarea de condensación para la columna de eliminación 303. En lugar, el refrigerante mezclado rico en hidrocarburos ' se usa para suministrar la tarea de -condensación para la columna de eliminación 303. La corriente
de alimentación de gas natural deshidratada 300 se pre-enfria en dos a cuatro etapas de pre-enfriamiento en el aparato de pre-enfriamiento 301 para producir una corriente pre-enfriada 302. La temperatura de la corriente pre-enfriamiento 302 depende de la velocidad de reflujo en la columna de eliminación 303 y el nivel de la remoción de hidrocarburos requerida. Para una velocidad de reflujo dada, la disminución de la temperatura de la corriente pre-enfriada 302 incrementa la velocidad de remoción del hidrocarburo en la columna. La corriente de los productos de arriba 304 que sale de la columna de eliminación 303 entra al intercambiador de licuación principal 313 donde se enfria y se licúa parcialmente danto por resultado la corriente 306. La corriente 306 se separa en fases en el tambor de reflujo de columnas de eliminación 307 dando por resultado las corrientes 308 y 312. La corriente 308 se bombea en la bomba 309 y luego se envia por la via de la corriente 310 a la columna de eliminación 303 como un reflujo de columna. La corriente 312 se vuelve insertar de nuevo en el intercambiador de licuación principal 313 para licuación, para llegar a ser una corriente de producto de LNG 316. Se debe observar que las corrientes restantes y el aparato mostrados en la Figura 3 funcionan similares a las corrientes y aparatos en serie 100 equivalentes mostrados en la Figura 1.
Las Figuras 4A y 4B ilustran dos configuraciones accionadoras del compresor de HFC. La Figura 4A muestra una configuración en la cual el compresor HFC 158 se acciona directamente por un accionador de turbina de gas de múltiples árboles (también ilustrado en la Figura 1) . Las turbinas aeroderivadas tales como LM2500, LM6000, o PGT25 son ejemplos comercialmente disponibles de turbinas de múltiples árboles. El accionador de turbina de múltiples árboles 154 incluye un generador de gas 456 y un expansor de turbina de energía 457 sobre los árboles separados. La turbina de energía 457 reguiere un torque de arranque alto puesto que se carga con compresor HFC de múltiples etapas 158 que se enciende sin ventilación de ningún inventario de HFC. En el arranque, el compresor de aire 454, accionado por el generador de gas 456, se deja desarrollar a presión total antes de encender la turbina de energía 457. Una vez que el compresor de aire 454 desarrolla la presión total, el aun gas de escape de alta presión que se descarga del generador de gas 456 proporciona el torque de arranque alto requerido a la turbina de energía 457. Además de tener el torque de arranque alto, las turbinas aeroderivadas de múltiples árboles también tienen flexibilidad de velocidad significativa debido a la flexibilidad de controlar la presión de gas en la salida del combustor 455, en la salida del generador de gas 456, y en la salida de la turbina de energía 457. Todavía otra forma para
proporcionar un torque de arranque alto para el compresor de HFC 158 es usar una turbina de vapor acoplada directamente al compresor de HFC de múltiples etapas 158. La Figura 4B ilustra un compresor ' de HFC de múltiples etapas accionado por un motor eléctrico 158. El motor 466 se suministra de energía de un suministro de energía 464 ya sea a través de la conectividad con la red de energía en la FPSO o a través de la conectividad con un generador eléctrico accionado con una turbina de gas de múltiples árboles. Puede haber un accionador de velocidad variable (VSD) que controle la corriente, voltaje, y frecuencia a través de espirales estatores del motor para evitar el daño del espiral así como también de evitar la inestabilidad en la rejilla. Para un motor típico, el torque de arranque (o el torque de bloqueo del rotor) es proporcionar a f x Irot donde f es la intensidad de flujo magnético de los espirales estatores y IRot es la corriente inducida del rotor. A su vez f es proporcionar al voltaje estator. En la velocidad del rotor cero, IRot es proporcionar a la frecuencia de rotación del campo estator el cual a su vez se determina por la frecuencia del voltaje del estator de entrada y el número de polos estatores (es decir, 120 x (f/p) ) donde f = la frecuencia del voltaje del estator de entrada y p = el número de polos estatores. Por- consiguiente, al aplicar una frecuencia suficientemente alta y un voltaje
en las bobinas estatoras, el rotor puede impartir un torque de arranque que supera el torque de carga que consiste del compresor y el gas HFC que está contenido dentro de él. Las tecnologías de Accionado de Frecuencia Variable (VFD) se puede usar para ajustar la frecuencia de entrada a los espirales estatores mientras que mantiene la relación de voltaje a frecuencia con la meta de proporcionar un torque de arranque suficientemente alto. Ocurre una preocupación con los compresores de HFC debido a que los pesos moleculares más altos del HFC en comparación con los refrigerantes de enfriamiento convencional usados en el servicio del LNG similar a propano, por ejemplo. Mientras que el propano tiene un peso molecular de 44.096, un HFC similar a R410A, que el cual satisface la toxicidad, inflamabilidad, deslizamiento de temperatura baja y otras propiedades deseadas, tiene un peso molecular de 72.58. Es bien sabido que la velocidad de sonido en un fluido se calcula por:
donde ? = Exponente Adiabático del HFC, R = Constante de Gas Universal (8.314 J/Mol K) , T = Temperatura de FHC en cualquier punto dentro del compresor, y MW = Peso molecular del HFC. La velocidad del sonido (C) varía inversamente con la raíz cuadrada del peso molecular del fluido. Los
refrigerantes · de pesó molecular más altos, por lo tanto, dan origen a velocidades sónicas más bajas. La mayoría de los diseños de compresores limitan el número mach (Ma) de la punta del impulsor a los niveles sub-sónicos (es decir menor que 1.0). Ma se calcula por: Ma = ? x RPM x Diámetro de la Punta / C (2) donde RPM = Revoluciones Por Minuto del ' impulsor, ? 3.14159, y C = Velocidad del sonido como se calcula de la ecuación (1) . A fin de limitar el Ma a niveles sub-sónicos (es decir menor que 1.0), ya sea el compresor se debe accionar a una velocidad suficientemente baja (RPM) o el diámetro del impulsor debe ser bajo. Corriendo · el compresor a velocidades bajas y/o usando los diámetros del impulsor más pequeños, sin embargo, limita la relación de presión politrófica teórica por etapa como se muestra por la expresión compresora de centrifuga bien establecida:
donde n = Coeficiente politrófico de HFC, ZAvg = Factor de Compresibilidad de HFC Promedio, R = Constante de Gas Universal (8.314 J/mol.K), TIn = Temperatura en la entrada del impulsor, PIn = Compresión en la entrada del impulsor, M =
Peso molecular del gas, y Vt,QUt = Velocidad tangencial absoluta del HFC en la punta del impulsor. La relación de presión anterior asume que el flujo en el pasaje de entrada del impulsor no tiene un componente tangencial. Esta velocidad se da por la expresión bien conocida obtenida mediante el método de los triángulos de velocidad:
donde Q = velocidad de Flujo Volumétrico, ß = Ángulo de l punta del compresor con la dirección radial, Dr = diámetro de la punta del impulsor, y b = anchura del canal de flujo promedio de impulsor. La entrada de energía teórica por unidad de masa requerida se da por: Energía por Etapa = Vt,QUt x UT. (5) Para lograr relaciones de presión más alta requeridas para alcanzar la presión de condensación del HFC, se pueden requerir varias etapas e impulsores-difusores (ruedas) lo cual implica que pueden ser necesarios varias cajas compresoras lo cual adiciona el costo de capital de la planta. Se determinó, sin embargo, que los compresores de HFC de una caja se pueden diseñar para los HFC's similares a R410A. La Tabla 3 muestra el impacto de diferentes HFC's y su comparación con los refrigerantes de pre-enfriamiento convencionales similar a propano en la relación de presión en una etapa para un flujo con Q = 75, 000 m3/h, TIn = 10.00°C, y
Pin = 2.92 bara lo cual es típico para uno de los niveles presión de un proceso pre-enfriado HFC. Tabla 3
Para el análisis anterior, el ángulo del impulsor ß fue de 20 grados, el diámetro de la punta fue 1.05 m y la anchura del canal promedio fue 0.05 m. El impulsor giró a 2100 RPM. La etapa se asume que es aproximadamente isentrópica para simplicidad de la demostración. Esto es especialmente real para valores bajos de ß que evita la separación de la capa limitante a lo largo de la longitud del pasaje de flujo de la cuchilla compresora. La Tabla 3 ilustra que para esta geometría del impulsor y las condiciones de flujo entrada idénticas, el número Mate se incrementa con un incremento en el peso
molecular. La Tabla 3 también ilustra que la relación de presión de tapa es fuertemente dependiente en el peso molecular. Un compresor logra una relación de presión más alta con HFC's en comparación a propano para el mismo flujo volumétrico de entrada, temperatura y presión. La Tabla 3 muestra una ventaja significativa de algunos HFC's similar a R410A sobre los refrigerantes convencionales similares a propano en términos de relaciones de presión más alta por etapa para la misma geometría del compresor y la energía de entrada. Ej emplos En esta ilustración ejemplar, se licuó una corriente de alimentación de gas. natural deshidratado 100 para formar LNG usando el proceso refrigerante mezclado pre-enfriado con HFC. La corriente de alimentación de gas natural deshidratado total 100 que entra a la sección de pre-enfriamiento estuvo alrededor de 2.39 mmtpa o 301.2tph. La corriente de alimentación de gas deshidratado 100 de los lechos secadores (no mostrados en la Figura 1) entró al evaporador enfriado con HFC 222 a 15°C y 68.95 bara donde se enfrió a una temperatura de -4.06°C. La alimentación se enfrió adicionalmente en el evaporador 226 a una temperatura de aproximadamente -24.39°C después de lo cual se envió a la columna de eliminación 103 como corriente 102. La corriente de reflujo fría 111 e la columna de eliminación 103 causó que
la depuración de los hidrocarburos C3+ (propano, butanos, pentano etc.) de la corriente de entrada 102 produzca una corriente de productos de arriba de vapor 104 y una. corriente de hidrocarburo pesados de fondos 105. La Tabla 4 resume las diversas condiciones de corriente de la ilustración ejemplar: Tabla 4 Corriente 102 104 105 Flujo Ibmol/h 38,298.94 35, 757.67 4,819.31
Temperatura °C -24.38 -27.56 -24.47 Presión Bara 68.31 68.27 68.29
Porcentaje de 0 89.40 100.00 0.00 Vapor Punto de °c -27.56 Condensación Punto de °c -57.90 -24.47 Burbuj eo Nitrógeno % en 0.95 1.01 0.22 mol Metano % en 85.32 89.11 48.04 mol Etano % en 6.81 6.33 14.02 mol Propano % en 3.73 2.66 15.61 mol
Isobutano % en 0.48 0.22 2.90 mol n-Butano % en 1..63 0.59 10.73 mol Isopenteno % en 0.35 0.04 2.69 mol n-Pentano % en 0.36 0.03 2.78 mol Hexano % en 0.38 0.00 1.01 mol Dióxido de % en 0.01 0.01 0.01 Carbono mol La corriente de hidrocarburos pesados condujo típicamente a una columna despentanizadora donde los componentes más ligeros similares a metano y etano se expulsaron para producir gas combustible adicional mientras que la corriente restante rica en C3+ ya sea se fraccionaron o se almacenaron y se enviaron adicionalmente . La corriente 107 entró al evaporador 230 para enfriarlo a -44.39°C para generar la corriente parcialmente condensada 108, la porción líquida (corriente 111) de la cual se usó como el reflujo de columna de eliminación 103, mientras que la corriente de 'vapor 114 se envió al intercambiador de licuación principal 115. La Tabla 5 contiene el resumen de las corrientes
108, 111, y 114 alrededor del condensador de la columna de eliminación 110. Tabla 5 Corriente 108 114 111 Flujo Ibmol/h 30,394.02 33,479.63 2,278.04
Temperatura °C -4 .39 -42.30 -42.30 Presión Bara 67.79 67.79 ¦ 67.79
Porcentaje de o 9199 100.00 0.00 Vapor Punto de °C -42.30 Condensación Punto de °c -52.30 -42.30 Burbu eo Nitrógeno % en 0.95 1.01 0.22 mol . Metano % en 85.32 89.11 48.04 mol Etano % en 6.81 6.33 14.02 mol Propano % en 3.73 2.66 15.61 mol Isobutano % en 0.48 0.22 2.90 mol n-Butano % en 1.63 0.59 10.73 mol
Isopenteno % en 0.35 0.04 2.69 mol n-Pentano % en 0.36 0.03 2.78 mol Hexano % en 0.38 0.00 3.01 mol Dióxido de % en 0.01 0.01 0.01 Carbono mol La Tabla 5 muestra que la corriente de vapor 114, en su punto de condensación, se envió al intercambiador de licuación principal 115 donde se condensó y se sub-enfrió adicionalmente contra las corrientes refrigerantes mezcladas ricas en hidrocarburos a fin de producir la corriente 116 a una temperatura de -152.72°C. La corriente 116 luego se expandió en un expansor hidráulico de LNG (detalles no mostrados) para extraer algo de la energía así como también se expandió adicionalmente en una válvula J-T a aproximadamente 1.17-1.38 bara generando gas de evaporación instantánea y un producto LNG final. La composición de la corriente refrigerante mezclada rica en hidrocarburos (HMR) 130 fue de 16.6% en mol de N2, 40.99% en mol de CH4, y 42.4% en mol de C2H6, con un flujo total de 65.758 Lbmol/h. Esta mezcla tuvo un punto de condensación de -62.28°C y un punto de burbujeo de 157.87°C. La corriente de HMR caliente 130 (donde T=59.5°C, P=8.47
bara) se condujo a la succión del compresor de presión baja 131. Dos etapas de compresión inter-enfriadas incrementaron su presión para producir la corriente 138 (T=46.50°C, P=61.33 bara) con un punto de condensación de 10.33°C y un punto de burbujeo de -76.89°C. La corriente de HMR, por lo tanto, se enfrió adicionalmente a -76.89°C para convertirla en un liquido saturado y se sub-enfrió adicionalmente para proporcionar las temperaturas de refrigeración . criogénicas requeridas. Este enfriamiento se hizo usando un enfriador posterior 139, el HFC en los evaporadores 242, 246, 250, y el HMR de ebullición en el intercambiador de licuación principal 115. La corriente de HMR 141 salió del evaporador de HFC a temperatura más baja 250 a -44.39°C y 59.23 bara. La corriente parcialmente condensada 141 se separó en fases en tambor 142 para producir una corriente de HMR de hidrocarburos más ligeros 143 y una corriente de HMR más pesado 144. La corriente 143 luego se condensó y se sub-enfrió en el intercambiador de licuación principal 115 para producir la corriente de refrigerante frió 148 mientras que la corriente 144 se sub-enfrió para producir la corriente de refrigerante 145. Las corrientes 145, 148 se expandieron adicionalmente en las válvulas J-T 146, 149 para producir las corrientes de refrigerante de baja presión 147, 150 que luego se reintroducen en el intercambiador de licuación principal 115 para producir la refrigeración a la corriente de
alimentación 114 y a las corrientes HMR 143, 144. La Tabla 6 muestra las condiciones de la corriente de varias corrientes de HMR en este circuito. Tabla 6
Ahora se describe el bucle de pre-enfriamiento de
HFC. Con respecto a la Figura 2, hubo 3 etapas de
¦ evaporación. La primera etapa incluyó evaporadores 222, 242 que enfrian la corriente de alimentación de gas natural deshidratado 100 y la corriente de HMR 140 a -4.06°C por las corrientes de R410A de ebullición 21, 241 suministradas a - 7.11°C y 6.38 bara. Las corrientes de vapor 223, 243 de los evaporadores 222, 242 ¦ respectivamente se envían a la succión de alta presión del compresor R410A 158. Las corrientes de líquido no evaporado 224, 244 se evaporaron de manera instantánea y isentálpicamente a 3.03 bar y -27.39°C dando por resultado corrientes respectivas 225, 245. Estas corrientes se enviaron respectivamente a los evaporadores 226, 246 para enfriar el refrigerante de alimentación y mezclado a -24.39°C. Las corrientes de vapor 227, 247 que dejan los evaporadores 226, 246 se condujeron a la boquilla de succión de presión media del compresor de R410A 158. Las corrientes de líquido 228, 248 que dejan los evaporadores 226, 246 se evaporaron de manera instantánea isentálpicamente a 1.25 bara y -47.39°C dando por resultado corrientes de refrigerante de baja presión 229, 249 respectivamente. Las corrientes 229, 249 se vaporizaron completamente a las corrientes 231, 251 respectivamente y se enviaron a la boquilla de entrada de baja presión del compresor R410A 158. El compresor de R410A 158 fue una máquina de 3 etapas la cual comprimió las corrientes de vapor de presión baja 165, de nivel medio 164 y altas 163 a una presión final de 15.58 bara
y- 65.11°C en la corriente 160. La corriente 160 luego se des-supercalentó, se condensó y se sub-enfrió contra el agua de mar en el intercambiador 161 para producir la corriente de R410A condensado 162 a 13.58 bara y 15°C y se hizo recircular a los evaporadores de R410A completando el bucle de refrigeración. En este caso la velocidad de circulación total del R410A fue de 119 lbmol/h. La producción de LNG total fue de aproximadamente 2.39 millones de toneladas métricas por año (mmtpa) . El compresor de R410A 158 requirió 27 W. Los compresores MR enfriador de etapa intermedia 133 y 135 requirieron 40.5 MW. Se realizó una energía específica de aproximadamente 270.26 kwh/ton . Varias turbinas adecuadas para el medio ambiente marino o motores eléctricos se pueden usar como accionadores . Por ejemplo, un GE LM6000 a 26 C que produce una salida de energía disminuida de aproximadamente 26 MW se puede usar como un accionador para el compresor de R410A 158 así como también 2x50% de cadenas de compresor MR. Las cajas de engranes se pueden usar para ajustar la velocidad del compresor R410A el cual tiende a funcionar a velocidades más bajas debido a las restricciones del número Mach de la punta del impulsor. Un hidrocarburo dentro de un proceso de cascada de fluido puro que consiste de una pluralidad de bucles de
refrigeración similar al proceso de cascada ConocoPhillips descrito en la patente norteamericana No. 5,669,234, e incorporada en la presente por referencia, también se puede usar. Este proceso involucra tres bucles de enfriamiento: (1) un bucle de pre-enfriamiento que usa propano el cual pre-enfria la alimentación y un refrigerante de ebullición más bajo similar al etano o etileno; (2) un bucle de enfriamiento intermedio que usa etano como refrigerante que enfria la alimentación adicionalmente y un refrigerante de ebullición inferior similar a metano; y (3) un bucle de sub-enfriamiento que usa metano como refrigerante y sub-enfria la alimentación a temperaturas de LNG. En una modalidad, el propano en el bucle de pre-enfriamiento del ciclo de cascada se puede reemplazar con uno de los refrigerantes HFC. El etano en el bucle de cascada con un punto de ebullición normal de -89°C se puede reemplazar por un HFC de ebullición inferior similar a R23 (CHF3) con un punto de ebullición normal de -82.1°C. El proceso de la Figura 1 también se usó para comparar las eficiencias de energía en términos de LNG kwh/ton, obtenidas de tres refrigerantes de pre-enfriamiento diferente: R410A, propano, .y C02 con y sin el uso de propano en el refrigerante mezclado. La velocidad de flujo de alimentación se mantuvo fija y se minimizó el consumo de energía total de los compresores refrigerantes de pre-enfriamiento y mezclados. Para uniformidad de comparaciones,
las temperaturas de pre-enfriamiento se ajustaron a por lo menos -37°C a fin de condensar suficientes cantidades de hidrocarburos de la corriente de gas de alimentación natural deshidratado 100. En algunos casos, las temperaturas de pre-enfriamiento óptimas se descubrieron que son más bajas que -38°C. La Tabla 7 muestra estos resultados. Los primeros tres procesos incluyeron propano en el refrigerante mezclado. Los siguientes tres procesos ilustran que no tienen propano en el refrigerante mezclado. Para los tres procesos finales, se . asumió a partir de la Tabla 5 (corriente 114) que la corriente de metano usada para preparar el refrigerante mezclado contiene 2.66% en mol de propano. También se asumió que una columna desetanizadora en el sitio se puede usar para producir una corriente de etano que contiene 1.0% de propano y 99.0% de etano lo cual es típico en la industria. Un refrigerante mezclado típico con una composición de 40.99% de metano y 42.4% de etano dará por resultado un contenido de propano de 0.4099 x 2.66 + 0.424 x 1.00 = 1.51% en mol. Tabla 7 índice de Refrigeran e RefriEnergía % en mol Temperatura Presión de
Toxicidad e de Re- geran e Especific de de las las
Inflamabilida enfriamiento de a (LNH Propano Corrientes corrientes d AEHRAE licuación kwh/ton) en MR 229 y 249 229 y 249 (C) (bara)
Al C02 MR (con 262.26 11.80 -37.09 11.17 propano) A3 Propano MR (con 250.89 12.42 -37.36 1.24 propano1) Al R410A MR (con 249.09 9.93 -37.29 1.99 propano) Al C02 MR (sin 270.91 0.00 -37.22 11.12 propano) A3 Propano MR (sin 256.59 0.00 -37.36 1.24 propano) Al R410A MR (sin 251.96 0.00 -38.55 1.82 propano) Al C02 MR (con 272.76 1.51 -37.76 10.90 propano limitado) A3 Propano MR (con 254.65 1.51 -36.77 1.27 propano limitado) Al R410A MR (con 250.44 1.51 -39.01 1.78 propano limitado) Primero, el proceso que usa C02 tuvo un consumo de energía especifico a aproximadamente de 5.9% más alto que los que no usan C02, volviendo el primer menos eficiente que los procesos basados en el pre-enfriamiento de R410A y propano.
Segundo, la energía especifica del proceso que usa el refrigerante mezclado R410A (que excluye el propano) fue de aproximadamente 0.42% más alto que aquel del proceso que usa C3 R (que incluye propano) . El proceso C3MR (que incluye propano) se usó para' granes plantas basadas en tierra con la eficiencia de energía, posible más tal. Esta comparación demuestra que la penalidad de energía incurrida al eliminar el propano completamente del ciclo de licuación fue insignificante y que la eficiencia de energía del proceso basado en R40010A se puede considerar que es comparable a las plantas basadas en tierra más eficientes. Tercero, la reducción del inventario de propano fue significativamente puesto que la composición de refrigerante mezclado optimizado para los procesos que usan propano en el refrigerante mezclado involucra 9-12% en mol de propano. El inventario de propano y los costos de capital también se reducen adicionalmente al eliminar la columna de destilación y el almacenamiento proporcionado típicamente para hacer el propano. Las modalidades de la presente invención también se podrían aplicar para reemplazar la mezcla de refrigerante mezclado de hidrocarburos con una mezcla de componentes de HFC e hidrocarburos y un gas inerte similar a N2. En tal proceso, el pre-enfriamiento se realizaría mediante un refrigerante de ebullición constante (tal como un solo HFC
componente o un HFC azeotrópico) mientras que la licuación y el sub-enfriamiento de la alimentación se realizarla usando una mezcla de componentes HFC y nitrógeno. El propano en la mezcla de refrigerante mezclado con hidrocarburos se podría reemplazar por un HFC similar a R410A o R134A, por ejemplo. El etano se podría reemplazar por R23 y el metano se podría reemplazar por R14. En tal proceso, el refrigerante mezclado con HFC se comprimiría y se enfriaría con aire o agua de mar dando por resultado un refrigerante parcialmente condensado el cual se separaría para producir un nitrógeno y vapor rico de punto de ebullición bajo (corriente 143 en las Figuras 1 y 3) y un líquido rico en HFC de ebullición alta (144 en las Figuras 1 y 3). El vapor y el líquido luego se enfriarían adicionalmente y luego se expandirían para proporcionar la refrigeración a la alimentación. También se debe observar que debido a que el refrigerante de HFC se puede usar para reemplazar el refrigerante de propano en el proceso C3MR tradicional, la vasta experiencia con el diseño y operación del proceso C3MR puede, por lo tanto, ser todavía explotada. Por ejemplo, el bucle refrigerante de pre-enfriamiento de HLC consiste de varios operadores en serie cuya operación está bien establecida en el sistema y proceso C3 R tradicional. Finalmente, se ha verificado que los compresores con una sola caja con corrientes laterales se puede diseñar
para el servicio de HFC que corre a velocidades entre 1700-5000 RPMs lo cual es el intervalo de operación normal para un arreglo vasto de turbinas aeroderivadas de proporción de calor baja comercialmente disponibles. Mientras que los aspectos de la presente invención se han descrito en relación con las modalidades preferidas de las diversas figuras, se va a entender que se pueden usar otras modalidades similares o se pueden hacer modificaciones y adiciones a la modalidad descrita para realizar la misma función de la presente invención sin desviarse de la misma. Por lo tanto, la invención reclamada no se debe limitar a cualquier modalidad individual, sino más bien se debe considerar en amplitud y alcance de acuerdo con las reivindicaciones adjuntas.