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L'invention a pour objet des perfectionnements ou modifications apportés au procédé décrit dans le brevet principal n 544.978 du 4 février 1956 pour la séparation de C02 et/ou de H2S d'avec des mélanges gazeux, à l'aide de solutions de lavage aqueuses alcalines, plus particulièrement des solutions aqueuses de carbonate de potassium. Conformément à ce procédé, on fait circuler continuellement la solution de lavage entre un étage d'absorption et un étage de régénération, l'étage d'absorption étant soumis à des pressions élevées, de préférence d'au moins 7 kg/cm2 en surpression, alors que la régénération de la solution a lieu à une pression voisine de la pression atmosphé-
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rique par ébullition et lavage à la vapeur dans une colonne de régénération.
Le procédé est, en outre, caractérisé par le fait que les opérations d'absorption et de régénération ont lieu à des températures qui ne sont pas notablement différentes, ces deux opérations étant effectuées à des températures voisines de la température d'ébullition à la température atmosphérique de la solution, contrairement à la manière usuelle de procéder pour laquelle l'opération d'absorption a lieu à une température notablement plus basse, (par exemple entre 25 et 65 ou même moins) que l'opération de régénération.
En procédant de cette manière, on obtient un procédé ayant un rendement thermique élevé, contrairement aux procédés connus jusqu'ici d'un genre analogue, tout en permettant de faire des économies substantielles en accessoires nécessaires au fonctionnement, tels que l'eau de refroidissement, et de réduire les frais d'ensemble de l'installation.
Alors que pour le procédé décrit dans le brevet principal on doit éviter un refroidissement substantiel de la solution régénérée avant son introduction dans l'absorbeur, on envisage de refroidir légèrement la solution régénérée, d'environ 11 , plus particulièrement dans les cas où l'on désire réduire la teneur résiduelle en C02 et/ou en H2S, dans le gaz purifié, à des valeurs faibles. Le refroidissement de la solution régénérée diminue la tension partielle de CO2 et/ou de H2S agissant sur la solution, ce qui rend possible l'enlèvement de ces gaz jusqu'à ce que le gaz purifié ait des concentrations plus faibles en ces gaz.
On a découvert maintenant que, dans certaines conditions, il est admissible, voire avantageux dans certains cas, de refroidir la solution régénérée d'un peu plus de: 11 avant de la ramener à l'absorbeur. Ceci ne s'applique toutefois qu' au cas où la température de régénération est de 1020 ou plus,
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et que la température moyenne de la solution pénétrant dans l'absorbeur n'est pas réduite au-dessous de 90 .
Dans ces condi- tions la réduction de la température moyenne de la solution régénérée d'une valeur aussi élevée que 18 et même, dans cer- tains cas,aussi élevée que 30 , permet d'obtenir des rendements thermiquesqui s'approchent de ceux obtenus quand la solution est refroidie d'une quantité moindre ou pas du tout ou qui, dans certains cas, dépassent même ces derniers rendements. A des températures de régénération inférieures à 102 , toutefois, le refroidissement de la solution régénérée de plus de 11 devient indésirable pour les raisons expliquées plus loin.
L'expression utilisée "température de régénération" vise la température de la solution dans la partie inférieure de la colonne de régénération dans laquelle elle bout et est lavée à la vapeur. La température de régénération dépend donc de la pression maintenue dans la colonne de régénération. Elle correspond, dans chaque cas, à la température d'ébullition de la solution à la pression régnant au fond de la colonne de régénération, cette température devenant plus élevée à mesure que la pression dans cette colonne monte et vice versa.
La fig. 1 du dessin ci-annexé montre l'effet sur la consommation de vapeur (exprimée en kgs de vapeur nécessaires par m3 de CO2 enlévé) du refroidissement du courant total de la solution sortant du régénérateur avant qu'il ne pénètre dans l'absorbeur. Les courbes 1 et 2 sont obtenues toutes deux en utilisant une solution aqueuse de carbonate de potassium contenant 40% en poids de K2CO3. La température de régénéra- tion est 110 . La pression, au fond du régénérateur est 0,21 kg/cm2 en surpression. Le gaz brut introduit concient 30% de CO2 et la pression dans l'absorbeur est de 21 kg/cm2 en sur- pression.
Dans chaque cas, le courant total sortant du ré-
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générateur pour être recyclé vers l'absorbeur est refroidi indirectement dans un réfrigérateur à eau et la variation de consommation de vapeur est notée à mesure que le degré de refroi- dissement augmente. Sur la fig. 1, on indique, sur l'axe des abscisses, la différence entre la température de régénération (1100) et la température à laquelle la solution pénètre dans l'absorbeur. Sur l'axe des ordonnées, on indique la consommation de vapeur en kg par m3 de C02 sec enlevé. La courbe 1 est obte- nue, avec des dimensions constantes pour l'absorbeur et la co- lonne de régénération, quand la teneur résiduelle en CO2 du gaz purifié est de 0,8 %.
La courbe 2 est obtenue, avec des dimensions constantes pour l'absorbeur et la colonne de régéné- ration quand la teneur résiduelle en CO2 du gaz purifié est de 2%.
On note que, dans les deux cas, les courbes sont relativement allongées, ce qui montre que la consommation de vapeur croît de manière relativement lente quand le refroidis- sement augmente d'environ 19 , après quoi les deux courbes com- mencent à monter plus rapidement. La courbe 1 monte d'une ma- nière abrupte au-dessus d'environ 22 et la courbe 2 au-dessus d'environ 30 .
L'accroissement relativement lent de la consommation de vapeur, quand la solution régénérée est refroidie d'une va- leur aussi élevée que 25 par refroidissement indirect, est dû à certains facteurs de compensation existant dans l'installa- tion. Le refroidissement indirect dans un réfrigérateur à eau prélève, bien entendu, de l'énergie thermique à l'installation, cette énergie étant perdue, ce qui tend à augmenter la consom- mation de vapeur.
Par ailleurs, l'abaissement de la température de la solution, admise dans l'absorbeur, diminue la tension partielle
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du CO2 et/ou du H2S au-dessus de la solution contenue dans l'absorbeur, ce facteur tendant à diminuer la consommation de vapeur, ce qui compense partiellement la perte de chaleur dans le réfrigérateur indirect. De plus, on a constaté que la diminution de température de la solution quittant l'absorbeur, par le refroidissement de la solution régénérée, provoque le dégagement d'une quantité moindre de vapeur quand la pression, agissant sur la solution, est diminuée, lorsqu'elle quitte le fond de l'absorbeur (qui peut être par exemple à une pression' de 21 kg/cm2), approximativement jusqu'à la pression atmosphérique à laquelle la colonne de régénération est maintenue.
Le dégagement de cette vapeur, qui accompagne cette réduction de pression, est une opération inefficace puisqu'une quantité relativement faible de gaz absorbée est entraînée avec la vapeur et que la vapeur doit ensuite être condensée dans le condenseur pour les produits de tête, d'où résulte une perte de chaleur. La diminution de la quanitté de cette vapeur dégagée par suite du refroidissement de la solution régénérée compense aussi partiellement la perte de chaleur dans le réfrigérateur à effet indirect.
Dans les conditions qui existent pour l'obtention des courbes 1 et 2, on voit que les deux facteurs compensateurs, mentionnés plus haut, sont efficaces pour empêcher tout accroissement total substantiel de la consommation de vapeur quand le refroidissement est aussi faible qu'environ 19 mais ne sont pas suffisants pour qu'on obtienne une diminution de la consommation de vapeur.
Toutefois, on a découvert qu'un autre facteur important influence le rendement thermique total quand on refroidit la solution régénérée, plus spécialement la variation de la vitesse d'absorption avec la température. On se réfère à la
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fig. 2 du dessin qui montre l'effet de la température (indiquée en abscisses) sur lecoefficient de transfert massique KGa (indiqué en ordonnées et exprimé en 0,45 kg de C02 absorbé par heure et par 28,3 dm3 de garniteure par force dentraînenement correspondant à une atmosphère) pour-l'absorption de CO2 par une solution aqueuse de carbonate de potassium contenant 40% en poids de K2CO3.
On voit que la vitesse d'absorption relative subit à peu près un accroissement dix fois plus grand entre la température ordinaire (environ 27 ) et des températures voisines de la température d'ébullition à la pression atmosphérique de la solution, par exemple de 105-1150. La vitesse d'absorption détermine évidemment la valeur du volume de l'absorbeur nécessaire dans des conditions données. Par conséquent, quand la valeur de KGa est seulement d'un dixième de la valeur à une température plus élevée, le volume de l'absorbeur doit être augmenté de dix fois pour obtenir le même degré de purification.
Le refroidissement de la solution régénérée, avant qu'elle ne pénètre dans l'absorbeur, provoque, par conséquent, une diminution de la vitesse d'absorption. Si le degré de refroidissement est augmenté et si les dimensions et autres conditions de l'absorbeur sont maintenues constantes, les phases gazeuse et liquide ne s'approchent pas aussi fortement d'un équilibre, en ce qui concerne la distribution du CO2 et/ou du H2S entre elles. Ceci tend à diminuer le rendement du procédé en nécessitant des vitesses plus élevées pour la circulation du liquide et une régénération plus soignée de la solution pour traiter le gaz brut jusqu'à ce qu'il ait le même degré de pureté.
Pour un absorbeur ayant des dimensions constantes, ce facteur tend à diminuer le rendement thermique et nécessite la fourniture d'une quantité plus grande de vapeur au régénérateur.
Si, par contre, on augmente convenablement les dimensions de l'absorbeur, on constate que le refroidissement
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de la solution, même de 19 ou plus, peut augmenter légèrement au lieu de diminuer le rendement thermique. Ceci est montré par les exemples suivants I à IV.
Dans chacun de ces exemples, un courant contenant 30% de CO2 à une température de 110 et saturé en vapeur d'eau à cette température, est introduit dans une colonne d'absorption maintenue à une pression de 21 kg/cm2 en surpression. Une solution à 35% de carbonate de potassium est utilisée comme solution de lavage. La partie inférieure de la colonne de régénération est à une pression de 0,21 kg/cm2 en surpression et la température de régénération est par conséquent de 110 . Dans le Tableau I, on indique les résultats obtenus pour les exemples I à IV.
Pour les exemples I et III la solution n'est pas refroidie entre la colonne de régénération et l'absorbeur. Pour les exemples II et IV, le courant total de la solution, sortant de la colonne de régénération, est refroidi de 19 avant de pénétrer dans la colonne d'absorption. Dans les exemples I et II, on utilise les mêmes dimensions pour l'absorbeur alors que, pour les exemples III et IV, les dimensions sont deux fois plus grandes que celles de l'absorbeur des exemples I et II.
Pour l'exemple II, pour lequel on utilise un absorbeur ayant les mêmes dimensions que celui de l'exemple I, on constate que les exigences en vapeur d'eau, augmentées à cause du refroidissement de la solution régénérée de 19 , passent de 1,7 à 1, 9 kg/m3 de CO2 enlevé. Pour l'exemple III, pour lequel on ne fait pas intervenir de refroidissement mais pour lequel on double les dimensions de l'absorbeur, on obtient l'abaissement de la teneur en CO2 du gaz purifié, depuis la valeur de 2% obtenue pour l'exemple I à 1,1 % avec les mêmes exigences en vapeur d'eau que dans l'exemple I.
Pour l'exemple IV, pour lequel la solution est refroidie de 19 , la teneur en CO2 est
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réduite de 2% à 0,75 % avec les mêmes exigences en vapeur d'eau que dans les exemples 1 et III. Par conséquent, la combinaison de l'augmentation au double des dimensions de l'absorbeur et du refroidisseur de la solution de 19 , dans l'exemple IV a pour effet de donner au gaz une pureté plus grande avec les mêmes exigences en vapeur d'eau par rapport à l'exemple I pour lequel on utilise un absorbeur moitié moins grand et pour lequel on ne prévoit pas de refroidissement.
TABLEAU I
EMI8.1
<tb>
<tb> CO2 <SEP> en <SEP> CO <SEP> en <SEP> Temp. <SEP> Degré <SEP> Temp. <SEP> Temp. <SEP> Vapeur <SEP> Exigen-
<tb> % <SEP> Sans <SEP> % <SEP> Sans <SEP> de <SEP> ré- <SEP> de <SEP> re- <SEP> en <SEP> tê- <SEP> au <SEP> fond <SEP> en <SEP> kg/ <SEP> ces <SEP> en <SEP> vaEx. <SEP> le <SEP> gaz <SEP> le <SEP> gaz <SEP> gêné- <SEP> froi- <SEP> te <SEP> de <SEP> de <SEP> l'ab- <SEP> m3 <SEP> de <SEP> peur <SEP> (en
<tb> admis <SEP> purifié <SEP> ration <SEP> disse- <SEP> labsor- <SEP> sorbeur <SEP> CO2 <SEP> kg) <SEP> conscmen <SEP> C <SEP> ment <SEP> beur <SEP> en <SEP> en <SEP> C <SEP> sortant <SEP> m <SEP> par <SEP> m3
<tb> en <SEP> C <SEP> C <SEP> en <SEP> tête <SEP> de <SEP> CO2 <SEP> ende <SEP> la <SEP> levé
<tb> colonne
<tb> de <SEP> régénération
<tb>
EMI8.2
1 30 z0 1100 0 110 1190 1,6.
1,7
EMI8.3
<tb>
<tb> II <SEP> 30 <SEP> 2,0 <SEP> 1100 <SEP> 19 <SEP> 90 <SEP> 103 <SEP> 0,92 <SEP> 1,9
<tb> III <SEP> 30 <SEP> 1,1 <SEP> 1100 <SEP> 0 <SEP> 110 <SEP> 119 <SEP> 1,64 <SEP> 1,7
<tb> IV <SEP> 30 <SEP> 0,75 <SEP> 110 <SEP> 19 <SEP> 90 <SEP> 103 <SEP> 0,92 <SEP> 1,7
<tb>
Quand, pour refroidir la solution, on utilise un re- froidissement indirect par l'eau, le coût de la surface de refroidissement par l'eau s'ajoute évidemment aux frais d'ins- tallation. Ces frais additionnels sont compensés par une dimi- nution des dimensions du condensaur pour les produits de tête @ nécessaires pour le mélange de vapeur et de C02 et/ou de H2S qui sortent de la partie supérieure de la colonne de régénéra- tion.
Cette diminution est rendue possible par le fait que la solution, en étant refroidie avant d'entrer dans l'absorbeur, quitte le fond de l'absorbeur à une température inférieure.
Quand la pression, agissant sur la solution, est réduite quand celle-ci pénètre dans l'étage de régénération, la température plus basse de la-solution donne lieu à un dégagement moindre de va-
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peur., ce qui diminue la charge sur le condenseur pour les produits de tête. Ceci est montré sur le Tableau I, dans l'avant- dernière colonne de droite dans laquelle on indique la quantité de vapeur s'écoulant vers le condenseur pour les produits de tête servant de colonne de régénération. On voit que le refroidissement de la solution de 19 dans les exemples II et IV diminue à peu près de moitié la quantité de vapeur sortant de la colonne et s'écoulant vers le condenseur pour les produits de tête, ce qui permet de réduire approximativement de moitié les dimensions de ce condenseur.
La question de savoir si le refroidissement de la solution régénérée (dans les limites susindiquées) est avantageux pour un groupe particulier de conditions doit être basée évidemment sur tous les facteurs économiques à considérer. Dans les cas où. le refroidissement provoque un accroissement du rendement thermique, le coût additionnel de l'appareil pour refroidir la solution de l'accroissement des dimensions de la colonne doivent être mis en balance avec les économies de chaleur qui sont ainsi rendues possibles.
Quand la production de chaleur coûte cher, le prix de l'appareil additionnel peut être justifié, alors que, dans le cas où la production de chaleur est relativement peu coûteuse, un refroidissement, même léger, de la solution, peut être économiquement désavantageux quand on le compare 'aux frais -additionnels résultant de l'achat de l'appareil servant à ce refroidissement.
Dans ce qui précède, on a supposé qu'aucune partie de la chaleur extraite de la solution n'a été récupérée utilement mais qu'au contraire toute la chaleur a été perdue pour l'installation. Si le refroidissement a lieu d'une manière telle qu'une utilisation totale ou partielle de l'énergie thermique enlevée par refroidissement soit possible, le refroidissement de la solution de 19 ou même de 30 peut très
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souvent augmenter le rendement thermique au lieu de le diminuer.
Comme dit plus haut, l'invention concerne seulement les cas où la température de régénération est au moins égale à 102 et où la température moyenne de la solution, admise dans l'absorbeur, n'est pas diminuée jusqu'au-dessous de 91 .
En d'autres mots, pour des températures de régénération audessous de 102 , le refroidissement de la solution de plus de 12 n'est pas avantageux car, quand la température de régénération augmente au-delà de 102 , le degré de refroidissement tolérable ou avantageux augmente quelque peu jusqu'à une limite de 30 . Par exemple, à une température de régénération de 1050, un refroidissement aussi élevé que 14 (105 -91 ) de la solution régénérée est tolérable, alors qu'à une température de régénération de 1100 un refroidissement aussi élevé que 19 (110 -91 ) est permis, etc. Il existe plusieurs raisons pour ces limitations de refroidissement.
Une raison est la diminution de la vitesse d'absorption quand la température d'absorption diminue comme expliqué à l'aide de la fig. 2. Aux températures de régénération de 102 et moins, le refroidissement de la solution régénérée de plus de 12 donne lieu à un accroissement des dimensions des colonnes nécessaires, disproportionné avec tout avantage que l'on pourrait obtenir par refroidissement. Une deuxième raison est que, lorsque la température de la solution est diminuée, la concentration des sels dissous, qui peut être tolérée avant que la précipitation ait lieu, est diminuée.
Ceci est désavantageux puisque des concentrations élevées de la solution, par exemple 30 à 40% de K2C03, forment des supports ayant des capacités plus élevées pour CO2 et H2S, ce qui permet des vitesses de circulation moindres pour le liquide et, par conséquent, des rendements plus élevés, Encore une autre raison est Que, si la température de la solution est diminuée, il devient plus
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difficile de la refroidir efficacement. D'ailleurs, quand on a recours à un refroidissement indirect par l'eau, les dimensions du réfrigérateur nécessaire augmentent quand la température de régénération, diminue, puisque la différence entre la température de l'eau de refroidissement.et celle de la solution diminue.
D'autres inconvénients se présentent a.ux températures plus basses de la solution pénétrant dans l'absorbeur, tels que l'inaptitude relative d'une solution plus froide à séparer des impuretés, telles que le sulfure de carbonyle (COS), d'avec les gaz à purifier. L'hydrolyse du COS en H2S et CO, qui se produit très rapidement à des températures plus élevées, se fait à une vitesse bien moindre à des températures plus basses.
REVENDICATIONS
1.- Perfectionnements apportés au procédé de séparation de l'anhydride carbonique et du sulfure d'hydrogène d'avec des mélanges gazeux suivant le brevet principal n 544.978 du 4 février 1956, caractérisés en ce que quand la température de régénération est 102 ou plus, la solution, qui sort de la colonne de régénération, est refroidie d'au moins 11 mais pas plus de 30 ni au-dessous de 90 , avant que cette solution ne pénètre dans la colonne de l'absorbeur.