FR3100992A1 - Séparateur gaz/liquide haute pression et procédé de séparation mettant en œuvre un tel séparateur - Google Patents
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Abstract
La présente invention concerne un séparateur gaz/liquide comportant :- une enceinte composée d’une partie supérieure cylindrique (11b) surmontant une partie inférieure cylindrique (11a) se prolongeant par un fond à section décroissante (11c),- une conduite d’entrée (2) pour un effluent gaz/liquide munie d’une extrémité coudée (19) débouchant dans la partie inférieure, - une conduite de sortie (13) dans le fond pour un flux de liquide séparé, - un cyclone interne (8) à corps cylindro-conique comportant une entrée tangentielle situé dans la partie supérieure pour un mélange gaz/liquide, un tube de sortie d’un flux de gaz séparé au sommet dudit corps et débouchant à l’extérieur de l’enceinte, et une ouverture à la base dudit corps connectée à une jambe de retour (9) pour le liquide débouchant dans une zone de garde liquide au fond de l’enceinte , - des moyens d’injection d’un liquide diluant (7, 3) dans ledit cyclone. Figure 1 à publier
Description
La présente invention concerne le domaine de la séparation gaz/liquide d’effluents biphasiques, de préférence d’effluents hydrocarbonés issus du raffinage du pétrole.
De nombreux procédés de l’industrie font appel à des dispositifs de séparation gaz liquide.
Dans le domaine du raffinage du pétrole en particulier, des séparateurs gaz/liquide haute pression sont classiquement utilisés pour séparer le liquide du gaz d’effluents biphasiques provenant de réacteurs d’hydroconversion ou d’hydrotraitement de charges pétrolières.
Parmi ceux-ci, les ballons de séparation dit ballons de « flash » reçoivent par exemple l’effluent hydroconverti ou hydrotraité à haute pression, pouvant typiquement être comprise entre 2 MPa et 38 MPa. La température est généralement inférieure à celle des réacteurs dont sont issus les effluents, et une séparation du liquide plus lourd et du gaz plus léger s’opère, avec évacuation par le haut du ballon du gaz et par le bas du liquide.
On connait aussi des dispositifs de séparation plus sophistiqués, tel que le séparateur gaz/liquide utilisé dans un procédé de conversion d’hydrocarbures décrit dans le brevet EP1086734. Celui-ci comporte trois sections différentes : un séparateur primaire pour les écoulements à G/L compris entre environ 0.1 et 10, un séparateur secondaire pour les écoulements à G/L compris entre environ 10 et 50, et un système limitant la formation de vortex liquide formé de pales adhérant à la paroi au fond du séparateur, G/L étant le rapport des débits massiques gaz/liquide. Le séparateur primaire est un tube avec une sortie tangentielle, pouvant comporter une hélice interne, et le séparateur secondaire est un cyclone interne. Un tel dispositif est capable de fonctionner correctement pour les faibles valeurs de variation de masse volumique entre le liquide et le gaz Δρ (ρL-ρG, proche de 500 kg/m3) et pour une large gamme de rapport des débits massiques G/L, ainsi que continuer à fonctionner lorsque la phase liquide contient des particules solides de nature organique ou minérale.
Les particules solides ne sont pas les seules à poser un problème pour la séparation liquide-gaz et le procédé traitant ensuite la phase gaz récupérée.
Ainsi, la présence de gouttelettes de liquide dans le gaz issu du séparateur, notamment de liquide «encrassant», peut poser de sérieux problèmes dans les procédés en aval traitant le flux gazeux. Un tel liquide peut être constitué par exemple par la partie non convertie de la charge d’hydrocarbures encore présente dans l’effluent issu du réacteur d’hydroconversion. Dans le cas par exemple où le flux gazeux est envoyé dans une section de désulfuration mettant en œuvre un catalyseur d’hydrodésulfuration en lit fixe, comme décrit dans le brevet US6620311, ces gouttelettes de liquide encrassant réduisent les performances et la durée de cycle du catalyseur d’hydrodésulfuration. En effet, la présence de précurseurs de coke et des sédiments présents initialement dans la charge lourde et/ou formés lors de l’hydroconversion de la charge conduit généralement au cokage et à la désactivation du catalyseur. Parfois même il n’est tout bonnement pas envisageable d’envoyer le flux gazeux issu du séparateur dans une section aval d’hydrotraitement en lit fixe car la durée de cycle du catalyseur serait trop courte.
Ainsi, la présence de gouttelettes de liquide dans le gaz issu du séparateur, notamment de liquide «encrassant», peut poser de sérieux problèmes dans les procédés en aval traitant le flux gazeux. Un tel liquide peut être constitué par exemple par la partie non convertie de la charge d’hydrocarbures encore présente dans l’effluent issu du réacteur d’hydroconversion. Dans le cas par exemple où le flux gazeux est envoyé dans une section de désulfuration mettant en œuvre un catalyseur d’hydrodésulfuration en lit fixe, comme décrit dans le brevet US6620311, ces gouttelettes de liquide encrassant réduisent les performances et la durée de cycle du catalyseur d’hydrodésulfuration. En effet, la présence de précurseurs de coke et des sédiments présents initialement dans la charge lourde et/ou formés lors de l’hydroconversion de la charge conduit généralement au cokage et à la désactivation du catalyseur. Parfois même il n’est tout bonnement pas envisageable d’envoyer le flux gazeux issu du séparateur dans une section aval d’hydrotraitement en lit fixe car la durée de cycle du catalyseur serait trop courte.
En outre, la nature du liquide envoyé dans le séparateur, notamment la portion de liquide encrassant, nuit au bon fonctionnement du séparateur dans lequel des dépôts de sédiments issus de composés lourds peuvent se former dans le séparateur, pouvant aller jusqu’à la mise en hors état de fonctionnement du séparateur.
Il existe ainsi un besoin d’améliorer la séparation gaz/liquide utilisée dans les procédés d’hydroconversion de charges pétrolières, et plus largement utilisée dans tout procédé où l’on rencontre des liquides encrassants susceptibles de former de coke et/ou des sédiments, et où l’on souhaite éviter l’entrainement de gouttelettes de tels liquides encrassants dans le gaz séparé.
La présente invention peut se définir comme un dispositif amélioré de séparation gaz/liquide des effluents issus de réacteurs triphasiques fonctionnant en lit bouillonnant de type H-OilTMqui permet la réintroduction de la majorité du liquide sans gaz vers la zone réactionnelle, et l’évacuation du gaz (pouvant encore contenir une minorité de liquide) hors du réacteur.
Objectifs et Résumé de l’invention
La présente invention a pour objectif de permettre une bonne séparation gaz/liquide, tout en réduisant la concentration en liquide encrassant en sortie gaz du séparateur.
Un autre objectif de la présente invention est de fournir un séparateur gaz/liquide dans lequel le risque d’encrassement est réduit au sein du séparateur.
Ainsi, pour atteindre au moins l'un des objectifs susvisés, et surmonter les inconvénients de l’art antérieur décrits plus haut, la présente invention propose, selon un premier aspect, un séparateur gaz/liquide comportant une enceinte composée d’une partie supérieure cylindrique surmontant une partie inférieure cylindrique se prolongeant par un fond à section décroissante, et comprenant :
- une conduite d’entrée pour un effluent comportant du gaz et de liquide, l’extrémité de ladite conduite d’entrée débouchant dans ladite partie inférieure cylindrique et comportant au moins un coude,
- une conduite de sortie située dans ledit fond pour un flux de liquide séparé,
- un cyclone à corps cylindro-conique interne à ladite enceinte, et comportant un tube d’entrée tangentielle d’un mélange gaz/liquide, situé dans la partie supérieure de ladite enceinte, un tube de sortie d’un flux de gaz séparé au sommet du corps cylindro-conique débouchant à l’extérieur de ladite enceinte du séparateur, et une ouverture à la base du corps cylindro-conique connectée à une jambe de retour pour le liquide débouchant dans une zone de garde liquide au fond de ladite enceinte ,
- des moyens d’injection d’un liquide diluant) dans ledit cyclone.
- une conduite d’entrée pour un effluent comportant du gaz et de liquide, l’extrémité de ladite conduite d’entrée débouchant dans ladite partie inférieure cylindrique et comportant au moins un coude,
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- des moyens d’injection d’un liquide diluant) dans ledit cyclone.
Selon un ou plusieurs modes de réalisation de l'invention, les moyens d’injection de liquide comportent une première injection de liquide diluant dans le tube d’entrée du cyclone.
Selon un ou plusieurs modes de réalisation de l'invention, les moyens d’injection de liquide comportent une deuxième injection de liquide diluant dans le tube de sortie du gaz dudit cyclone.
Selon un ou plusieurs modes de réalisation de l'invention, ledit au moins un coude de l’extrémité de ladite conduite d’entrée comporte une sortie de diamètre D2 compris entre 0,2xD1 et 5xD1, D1 étant le diamètre de la conduite d’entrée, et l’angle β formé par le coude est compris entre 5° et 200°, de préférence compris entre 10° et 180°.
Selon un ou plusieurs modes de réalisation de l'invention, le diamètre D1 de la conduite d’entrée est déterminé de manière à ce que la vitesse superficielle du gaz entrant dans la partie inférieure de l’enceinte dudit séparateur gaz/liquide soit comprise entre 1 m/s et 50 m/s, de préférence entre 2 m/s et 30 m/s.
Selon un ou plusieurs modes de réalisation de l'invention, l’extrémité de ladite conduite d’entrée comprend un enchainement de plusieurs coudes orientés dans des directions différentes, de préférence un double coude.
Selon un ou plusieurs modes de réalisation de l'invention, le diamètre D3 de la partie inférieure de l’enceinte est compris entre 0,5xD4 et D4, D4 étant le diamètre de ladite partie supérieure de l’enceinte, et de préférence D3 est inférieur à D4.
Selon un ou plusieurs modes de réalisation de l'invention, le diamètre D4 de la partie supérieure de l’enceinte est déterminée de manière à ce que la vitesse superficielle du gaz entrant dans la partie supérieure de l’enceinte soit comprise entre 0,01 m/s et 0,4 m/s de préférence entre 0,01 m/s et 0,3 m/s.
Selon un deuxième aspect, la présente invention propose un procédé de séparation dans lequel on envoie ledit effluent dans un séparateur gaz/liquide selon l’invention, on réalise une première séparation centrifuge du liquide et du gaz contenus dans ledit effluent à l’extrémité de la conduite d’entrée dudit effluent, on réalise une deuxième séparation centrifuge du liquide et du gaz d’un mélange gaz/liquide envoyé dans le cyclone, on injecte un liquide diluant dans le cyclone du séparateur, et on évacue un flux de gaz séparé au sommet du séparateur et un flux de liquide séparé au fond du séparateur.
Selon une ou plusieurs mises en œuvre de l’invention, on injecte le liquide diluant selon un premier flux par une première injection dans le tube d’entrée du cyclone, et également de préférence selon un deuxième flux par une deuxième injection dans le tube de sortie du cyclone.
Selon une ou plusieurs mises en œuvre de l’invention, le débit du premier flux de liquide diluant est déterminé de manière à ce que le temps de résidence du liquide dans la jambe de retour du cyclone soit compris entre 5 s et 180 s, de préférence entre 20 s et 120 s.
Selon une ou plusieurs mises en œuvre de l’invention, la vitesse superficielle du gaz du mélange gaz liquide entrant dans ledit cyclone est comprise entre 1 m/s et 40 m/s, de préférence entre 2 m/s et 30 m/s.
Selon une ou plusieurs mises en œuvre de l’invention, la vitesse superficielle du gaz de l’effluent entrant par la conduite d’entrée dans la partie inférieure de l’enceinte dudit séparateur gaz/liquide est comprise entre 1 m/s et 50 m/s, de préférence entre 2 m/s et 30 m/s.
Selon une ou plusieurs mises en œuvre de l’invention, on effectue une troisième séparation du gaz et du liquide par élutriation dans la partie supérieure cylindrique de l’enceinte de diamètre D4 plus important que le diamètre D3 de la partie inférieure cylindrique, et la vitesse superficielle du gaz dans la partie supérieure cylindrique est comprise entre 0,01 m/s et 0,4 m/s de préférence entre 0,01 m/s et 0,3 m/s.
Selon une ou plusieurs mises en œuvre de l’invention, l’effluent envoyé dans le séparateur est un effluent d’hydrocarbures issu d’une unité de raffinage du pétrole, de préférence issu de l’hydroconversion d’un résidu sous vide, et le liquide diluant est un liquide hydrocarboné, de préférence comprenant une coupe gazole bouillant à une température comprise entre 250°C et 380°C.
D’autres objets et avantages de l’invention apparaîtront à la lecture de la description qui suit d’exemples de réalisations particuliers de l’invention, donnés à titre d’exemples non limitatifs, la description étant faite en référence aux figures annexées décrites ci-après.
Liste des figures
La figure 1 est un schéma représentatif, en coupe, du séparateur gaz/liquide cyclonique selon l’invention.
La figure 2 représente un détail, en coupe, de l’entrée du séparateur gaz/liquide cyclonique illustré à la figure 1.
La figure 3 est un schéma illustratif selon une vue isométrique du cyclone 8 interne au séparateur selon l’invention représenté à la figure 1.
La figure 4 est un schéma illustratif, selon une vue de dessus partielle, d’un exemple de mise en œuvre d’injections latérales de liquide recyclé et/ou d’appoint à l’intérieur de la partie inférieure cylindrique et du fond du séparateur selon un mode de réalisation de l’invention.
La Figure 5A est un schéma en vue isométrique illustrant un exemple de mise en œuvre d’un système limitateur de vortex dans le fond du séparateur selon un mode de réalisation de l’invention.
La Figure 5B est un schéma en vue de haut du même exemple illustré à la figure 5A.
La Figure 6 est un schéma en coupe détaillée d’une lame du système limitateur de vortex tel qu’illustré aux figures 5A et 5B, selon un exemple de réalisation où la lame est évidée sur une partie de sa longueur.
Sur les figures, les mêmes références désignent des éléments identiques ou analogues.
La figure 1 illustre schématiquement le séparateur gaz/liquide selon l’invention. Des détails du séparateur sont illustrés aux figures 2, 3, 4, 5A, 5B et 6.
Le séparateur comporte une enceinte 11 composée d’une partie supérieure cylindrique 11b surmontant une partie inférieure cylindrique 11a qui se prolonge par un fond 11c à section décroissante.
On appelle respectivement D3 et H2 le diamètre et la hauteur de la partie inférieure 11a, et D4 et H3 le diamètre et la hauteur de la partie supérieure 11b.
Le séparateur comporte :
- une conduite d’entrée 2 pour un effluent 1 comportant du gaz et de liquide. L’extrémité de cette conduite d’entrée 2 débouche dans la partie inférieure cylindrique 11a l’enceinte, et comporte au moins un coude. On désignera par la suite cette extrémité comportant un coude comme extrémité coudée 19.
- une conduite de sortie 13 située dans le fond 11c de l’enceinte 11 pour un flux de liquide séparé.
- un cyclone 8 à corps cylindro-conique interne à l’enceinte 11, qui comporte un tube d’entrée tangentielleEnd’un mélange gaz/liquide. Le tube d’entréeEnest situé dans la partie supérieure 11b de l’enceinte. Le cyclone 8 comporte aussi un tube de sortieSod’un flux de gaz séparé au sommet du corps cylindro-conique et débouchant à l’extérieur de l’enceinte du séparateur. Le cyclone comporte également une ouverture à la base du corps cylindro-conique, de diamètre B, visible à la figure 3, et qui est connectée à une jambe de retour 9 pour le liquide. La jambe de retour 9 débouche dans une zone de garde liquide de hauteur H4, au fond de l’enceinte.
- des moyens d’injection d’un liquide diluant (7, 3) dans le cyclone 8.
- une conduite d’entrée 2 pour un effluent 1 comportant du gaz et de liquide. L’extrémité de cette conduite d’entrée 2 débouche dans la partie inférieure cylindrique 11a l’enceinte, et comporte au moins un coude. On désignera par la suite cette extrémité comportant un coude comme extrémité coudée 19.
- une conduite de sortie 13 située dans le fond 11c de l’enceinte 11 pour un flux de liquide séparé.
- un cyclone 8 à corps cylindro-conique interne à l’enceinte 11, qui comporte un tube d’entrée tangentielleEnd’un mélange gaz/liquide. Le tube d’entréeEnest situé dans la partie supérieure 11b de l’enceinte. Le cyclone 8 comporte aussi un tube de sortieSod’un flux de gaz séparé au sommet du corps cylindro-conique et débouchant à l’extérieur de l’enceinte du séparateur. Le cyclone comporte également une ouverture à la base du corps cylindro-conique, de diamètre B, visible à la figure 3, et qui est connectée à une jambe de retour 9 pour le liquide. La jambe de retour 9 débouche dans une zone de garde liquide de hauteur H4, au fond de l’enceinte.
- des moyens d’injection d’un liquide diluant (7, 3) dans le cyclone 8.
Par liquide diluant on entend un liquide pouvant diluer au moins en partie les composés présents dans le liquide contenu dans l’effluent 1 envoyé dans le séparateur par la conduite d’entrée 2.
Le liquide diluant est miscible avec le liquide de l’effluent 1.
De préférence, le liquide diluant ne cause pas de précipitation d’espèces chimiques minoritaires qui sont dissoutes dans le liquide de l’effluent 1, ni de floculation, ni ne favorise des réactions chimiques de polymérisation pouvant conduire à des particules solides.
Le liquide diluant reste au moins en partie à l’éta t liquide dans les conditions opératoires du séparateur.
De préférence, un tel liquide diluant peut être un liquide hydrocarboné. C’est notamment le cas dans le cadre de l’utilisation du séparateur gaz/liquide selon l’invention dans le domaine du raffinage du pétrole, et en particulier dans un procédé d’hydrotraitement ou d’hydroconversion de charges hydrocarbonées issues du pétrole ou de la biomasse. Par exemple, un tel liquide diluant comprend, et est de préférence constitué par, une coupe gazole bouillant entre 250°C et 380°C.
Le liquide diluant est miscible avec le liquide de l’effluent 1.
De préférence, le liquide diluant ne cause pas de précipitation d’espèces chimiques minoritaires qui sont dissoutes dans le liquide de l’effluent 1, ni de floculation, ni ne favorise des réactions chimiques de polymérisation pouvant conduire à des particules solides.
Le liquide diluant reste au moins en partie à l’éta t liquide dans les conditions opératoires du séparateur.
De préférence, un tel liquide diluant peut être un liquide hydrocarboné. C’est notamment le cas dans le cadre de l’utilisation du séparateur gaz/liquide selon l’invention dans le domaine du raffinage du pétrole, et en particulier dans un procédé d’hydrotraitement ou d’hydroconversion de charges hydrocarbonées issues du pétrole ou de la biomasse. Par exemple, un tel liquide diluant comprend, et est de préférence constitué par, une coupe gazole bouillant entre 250°C et 380°C.
Le cyclone 8 est d’une conception classique connue de l’homme du métier, et illustrée à la figure 3. Le corps cylindro-conique de hauteur totale H comporte une partie supérieure cylindrique de hauteurhet de diamètre D, qui se prolonge par une partie inférieure tronconique dont l’apex comporte une ouverture de diamètre B inférieur à D. Le tube d’entrée tangentielleEn, implanté au sommet de la partie supérieure cylindrique du corps cylindro-conique comporte de préférence une ouverture de section rectangulaire de hauteuraet de largeurb. Le tube de sortieSositué au sommet du corps cylindro-conique a une diamètreDeinférieur au diamètre D, pénètre dans le cyclone sur une hauteurS, et est en saillie de la partie supérieure cylindrique du corps cylindro-conique pour déboucher à l’extérieur de l’enceinte du séparateur. Le tableau 1 ci-dessous, extrait D.Leith, D.Mehta, Cyclone performance and design, Atmospheric Environment Pergamon Press 1973, Vol. 7, pp. 527-549, donne des exemples des principales règles de conception classiques d’un tel cyclone qui peuvent être utilisées dans la présente invention.
| Source | Fonctionnement recommandé | D | a/D | b/D | De/D | S/D | h/D | H/D | B/D |
| STAIRMAND (1951) | Haute efficacité | 1 | 0,5 | 0,2 | 0,5 | 0,5 | 1,5 | 4,0 | 0,375 |
| SWIFT (1969) | Haute efficacité | 1 | 0,44 | 0,21 | 0,4 | 0,5 | 1,4 | 3,9 | 0,4 |
| LAPPLE (1951) | Usage général | 1 | 0,5 | 0,25 | 0,5 | 0,625 | 2,0 | 4,0 | 0,25 |
| SWIFT (1969) | Usage général | 1 | 0,5 | 0,25 | 0,5 | 0,6 | 1,75 | 3,75 | 0,4 |
| STAIRMAND (1951) | Haut débit | 1 | 0,75 | 0,375 | 0,75 | 0,875 | 1,5 | 4,0 | 0,375 |
| SWIFT (1969) | Haut débit | 1 | 0,85 | 0,35 | 0,75 | 0,85 | 1,7 | 3,7 | 0,4 |
La hauteur H5 entre d’une part le sommet du tube d’entrée tangentielle En du cyclone 8 et d’autre part le sommet de la partie supérieure 11b de l’enceinte 11 du séparateur est de préférence comprise entre 0,01xH3 et 0,5xH3, plus préférentiellement comprise entre 0,02xH3 et 0,4xH3, et de manière encore plus préférée comprise entre 0,03xH3 et 0,3xH3. H3 est le diamètre de la partie supérieure cylindrique 11b.
La particularité inhérente à l’invention est que le séparateur comporte des moyens d’injection d’un liquide diluant dans le cyclone 8, à deux endroits possibles.
Les moyens d’injection de liquide diluant comportent avantageusement une première injection 7 de liquide diluant dans le tube d’entréeEndudit cyclone 8. Cette injection 7 permet une dilution du liquide contenu dans le mélange gaz/liquide arrivant dans le cyclone, et diminue le temps de séjour dudit liquide dans le cyclone, ce qui réduit les risques d’encrassement.
Dans la suite du texte, on désigne par « injection » tout moyen connu de l’homme du métier permettant d’injecter du liquide provenant de l’extérieur du séparateur depuis la paroi d’un élément du séparateur vers l’intérieur dudit élément du séparateur, ledit moyen étant alimenté par au moins une conduite de transport de liquide. Ces injections peuvent par exemple être des tubes avec un seul orifice, ou tubes multi-orifices. On utilise également le terme d’injecteur dans la présente description pour désigner une injection comme définie ci-dessus.
Les moyens d’injection de liquide diluant peuvent aussi comporter, en plus de la première injection 7, une deuxième injection 3 de liquide diluant dans le tube de sortieSogaz dudit cyclone. Une telle injection 3 permet de diluer l’éventuel liquide entraîné dans le gaz séparé par le cyclone, réduisant ainsi davantage les risques d’encrassement, notamment dans les équipements en aval du séparateur susceptibles de recevoir le flux de gaz séparé. Ces équipements peuvent être de différents types, et en particulier être des réacteurs d’hydrotraitement en lit fixe de catalyseur, tel un réacteur d’hydrodésulfuration.
La conduite d’entrée 2 forme un angle α avec la tangente à la paroi de l’enceinte 11, qui est l’horizontale en position de fonctionnement du séparateur, de préférence compris entre 0° et 80°, plus préférentiellement compris entre 20° et 70°, et encore plus préférentiellement compris entre 30° et 60°.
Le coude de l’extrémité de la conduite d’entrée 2 comporte une sortie de diamètre D2 de préférence compris entre 0,2xD1 et 5xD1, de manière préférée entre 0,5xD1 et 3xD1, et de manière plus préférée entre 0,3xD1 et 2xD1, D1 étant le diamètre de la conduite d’entrée 2 (partie non coudée).
L’angle β formé par le coude est de préférence compris entre 5° et 200°, de préférence compris entre 10° et 180°, et de manière plus préférée compris entre 20° et 160°. L’angle β est plus précisément défini comme l’angle formé entre le plan passant par l’ouverture de l’extrémité du coude 19 et le plan tangent à la paroi de la conduite d’entrée non coudée en amont du coude 19, tel que mieux représenté à la figure 2.
L’extrémité coudée permet une première séparation gaz/liquide dans le séparateur, qui est une séparation centrifuge, comme indiqué plus loin dans la description du fonctionnement général du séparateur selon l’invention.
Le diamètre D1 de la conduite d’entrée 2 est de préférence déterminé de manière à ce que la vitesse superficielle du gaz entrant dans la partie inférieure 11a de l’enceinte du séparateur gaz/liquide soit comprise entre 1m/s et 50 m/s, de préférence entre 2 m/s et 30 m/s, et de manière plus préférée entre 3 m/s et 20 m/s.
Bien qu’un seul coude soit représenté et décrit ici, l’extrémité de la conduite d’entrée 2 peut comprendre un enchainement de plusieurs coudes orientés dans des directions différentes, par exemple un double coude. Un enchainement de coudes permet d’augmenter l’efficacité de séparation.
La distance L1 entre la paroi de l’enceinte 11 et la sortie de l’extrémité coudée 19 de la conduite d’entrée 2, illustrée à la figure 2, est de préférence comprise entre 0,05xD3 et 0,5xD3, et de manière préférée entre 0,1xD3 et 0,4xD3. D3 est le diamètre de la partie inférieure cylindrique 11a.
La distance H1, illustrée à la figure 2, entre l’interface gaz/liquide 6 et la partie inférieure de l’extrémité coudée 19 est de préférence comprise entre D2 et 30xD2, plus préférentiellement comprise entre D2 et 20xD2, et encore plus préférentiellement comprise entre D2 et 10xD2. Dans cette gamme, la distance H1 permet de diminuer l’éventuel moussage lié au contact entre le liquide provenant du coude et l’interface gaz/liquide 6 dans le séparateur.
Le diamètre D3 de partie inférieure 11a de l’enceinte est compris entre 0,5xD4 et D4, et de manière préférée entre 0,6xD4 et D4, D4 étant le diamètre de la partie supérieure 11b de l’enceinte.
De préférence le diamètre D3 est inférieur au diamètre D4. Un élargissement de section de l’enceinte du séparateur du bas vers le haut, avec une partie inférieure 11a de section plus petite que la partie supérieure 11b (D3 inférieur D4), permet de réduire la vitesse superficielle du gaz 5 issu de la conduite d’entrée coudée 2 et montant dans l’enceinte du séparateur depuis la partie inférieure cylindrique 11a, ce qui permet de limiter l’entraînement des gouttelettes dans ledit gaz 5 vers la partie supérieure 11a où se situe l’entrée du cyclone interne 8, lesdites gouttelettes étant séparée du gaz par élutriation, comme expliqué en détails plus loin. De préférence, le diamètre D4 de la partie supérieure 11b de l’enceinte est déterminé de manière à ce que la vitesse superficielle du gaz entrant dans ladite partie supérieure 11b soit comprise entre 0,01 m/s et 0,4 m/s de préférence entre 0,01 m/s et 0,3 m/s, et de manière plus préférée entre 0,015 m/s et 0,15 m/s.
De préférence le diamètre D3 est inférieur au diamètre D4. Un élargissement de section de l’enceinte du séparateur du bas vers le haut, avec une partie inférieure 11a de section plus petite que la partie supérieure 11b (D3 inférieur D4), permet de réduire la vitesse superficielle du gaz 5 issu de la conduite d’entrée coudée 2 et montant dans l’enceinte du séparateur depuis la partie inférieure cylindrique 11a, ce qui permet de limiter l’entraînement des gouttelettes dans ledit gaz 5 vers la partie supérieure 11a où se situe l’entrée du cyclone interne 8, lesdites gouttelettes étant séparée du gaz par élutriation, comme expliqué en détails plus loin. De préférence, le diamètre D4 de la partie supérieure 11b de l’enceinte est déterminé de manière à ce que la vitesse superficielle du gaz entrant dans ladite partie supérieure 11b soit comprise entre 0,01 m/s et 0,4 m/s de préférence entre 0,01 m/s et 0,3 m/s, et de manière plus préférée entre 0,015 m/s et 0,15 m/s.
Avantageusement, la partie supérieure 11b et la partie inférieure 11a sont reliées, dans le cas où D4 est supérieur à D3, par une jonction tronconique formant un angle δ de préférence compris entre 20° et 70°, et de manière plus préférée compris entre 40° et 60°. Comme illustré à la figure 1 cet angle δ est défini comme étant l’angle formé entre la tangente à la paroi cylindrique de la partie inférieure 11a (l’horizontale en position de fonctionnement du séparateur) et la paroi de la jonction tronconique.
De préférence, le rapport H2/D3 est compris entre 0,5 et 10, plus préférentiellement compris entre 1 et 7, et de manière encore plus préférée compris entre 1,5 et 5.
Il en est de même pour le rapport H3/D4, de préférence compris 0,5 et 10, plus préférentiellement compris entre 1 et 7, et de manière encore plus préférée compris entre 1,5 et 5.
Il en est de même pour le rapport H3/D4, de préférence compris 0,5 et 10, plus préférentiellement compris entre 1 et 7, et de manière encore plus préférée compris entre 1,5 et 5.
Le fond 11c de l’enceinte du séparateur à section décroissante peut être tronconique ou au contraire avoir un angle d’inclinaison λ variable.
Par section décroissante dudit fond 11c, on entend une section transversale, c’est-à-dire orthogonale par rapport l’axe Z (axe de révolution) des parties inférieure et supérieure cylindriques 11a et 11b, axe Z qui est confondu avec la verticale z en position de fonctionnement du séparateur et comme illustré à la figure 1, qui décroît dans le sens d’écoulement (descendant) du liquide séparé, c’est-à-dire en direction de la conduite de sortie 13. Par cylindrique on fait référence à un cylindre de révolution.
L’angle d’inclinaison λ est l’angle formé entre la tangente en un point de la paroi du fond 11c et un axe parallèle à l’axe Z passant par ce point. Par angle d’inclinaison λ variable, on entend que l’angle λ n’est pas constant sur toute la hauteur du fond 11c, ce qui exclut notamment une partie inférieure conique ou tronconique (formé par un seul cône).
De telles formes tronconiques ou à section décroissante et d’angle d’inclinaison λ variable sont bien connues de l’homme du métier pour faciliter le drainage des solides par gravité vers la conduite de sortie et minimiser ainsi leur dépôt dans le fond. En outre, un fond à section décroissante et d’angle d’inclinaison α variable permet des temps de séjour plus longs du liquide comparativement à des fonds tronconiques, pour un même rapport de diamètre entre la conduite de sortie 13 et la partie cylindrique surmontant le fond. Enfin, de tels fonds, en particulier les fonds bombés, sont bien adaptés aux équipements sous pression, l’épaisseur de métal requise étant moins importante que dans le cas de fonds tronconiques.
De préférence le fond 11c est tronconique comme illustré à la figure 1. Dans ce cas, l’angle d’inclinaison λ, qui est défini directement entre la paroi du fond 11c (confondu avec la tangente en un point de ladite paroi) et l’axe Z, est fixe, et de préférence compris entre 5° et 85°par rapport à l’axe vertical Z.
Alternativement, le fond 11c de l’enceinte à section décroissante est d’angle d’inclinaison λ variable, et peut comprendre une portion bombée, de préférence de section elliptique.
L’angle d’inclinaison λ varie de préférence entre 0° et 180°. L’angle d’inclinaison λ croît de préférence dans le sens d’écoulement (descendant) du liquide, soit en direction de la conduite de sortie 13.
Par exemple le fond 11c peut être une portion bombée de hauteur H6 avec un rapport H6/D3 compris entre 0,01 et 20, de préférence compris entre 0,02 et 10 et plus préférentiellement compris entre 0,1 et 5.
Selon un autre exemple le fond 11c comporte une portion bombée et au moins une portion tronconique, cette dernière surmontant de préférence la portion bombée. La portion bombée peut comporter un insert plein formant une surface interne tronconique d’angle d’inclinaison λ’, de préférence compris entre 5° et 85°, l’insert pouvant intégrer des injections latérales de liquide telles que décrites plus loin, situées dans la portion bombée du fond 11c.
L’angle d’inclinaison λ varie de préférence entre 0° et 180°. L’angle d’inclinaison λ croît de préférence dans le sens d’écoulement (descendant) du liquide, soit en direction de la conduite de sortie 13.
Par exemple le fond 11c peut être une portion bombée de hauteur H6 avec un rapport H6/D3 compris entre 0,01 et 20, de préférence compris entre 0,02 et 10 et plus préférentiellement compris entre 0,1 et 5.
Selon un autre exemple le fond 11c comporte une portion bombée et au moins une portion tronconique, cette dernière surmontant de préférence la portion bombée. La portion bombée peut comporter un insert plein formant une surface interne tronconique d’angle d’inclinaison λ’, de préférence compris entre 5° et 85°, l’insert pouvant intégrer des injections latérales de liquide telles que décrites plus loin, situées dans la portion bombée du fond 11c.
Selon encore une autre configuration, le fond 11c comprend une succession de portions tronconiques, chacune desdites parties successives ayant de préférence un angle d’inclinaison λ croissant en direction de la conduite de sortie 13.
La conduite de sortie 13 dans le fond 11c du séparateur peut être centrée par rapport à l’axe Z, ou peut être décalée, et est de préférence centrée.
Le séparateur selon l’invention peut aussi fonctionner lorsque la phase liquide contient des particules solides de nature organique ou minérale préexistantes, c’est-à-dire présentes dans la phase liquide avant que celle-ci arrive dans le séparateur ou se formant au sein du séparateur.
Le séparateur selon l’invention peut comprendre des moyens pour éviter la formation des dépôts solides en paroi et dans le fond du séparateur.
Ainsi, selon un mode de réalisation, le séparateur selon l’invention comporte des injections latérales de liquide recyclé et/ou d’appoint afin de réduire la formation des dépôts en paroi et dans le fond du séparateur liée à l’utilisation d’un liquide hydrocarboné encrassant: injections latérales 16 dans le fond 11c de l’enceinte 11 et injections latérales 17 dans la partie inférieure cylindrique 11a de l’enceinte. Ces injections latérales peuvent être réparties à la paroi selon des couches horizontales dans le fond 11c et selon des couches horizontales dans la partie inférieure cylindrique 11a. Le flux liquide sortant, comportant le liquide séparé et éventuellement le liquide recyclé et/ou d’appoint des injections latérales 16 et 17, est évacué du séparateur par la conduite de sortie 13. De telles injections latérales sont similaires à celles décrites dans le brevet EP470137 concernant un dispositif pour l’écoulement descendant d’un liquide hydrocarboné contenant des particules solides en fond d’un équipement.
La ou lesdites injections latérales 17 situées dans ladite partie inférieure cylindrique 11a sont inclinées par rapport à la paroi de ladite partie supérieure cylindrique 11a d’un angle θ1 dans le plan vertical (xz) et d’un angle θ2 dans le plan horizontal (xy).
La ou lesdites injections latérales 16 situées dans le fond 11c sont inclinées par rapport à la tangente Tinà la paroi dudit fond 11c au point d’injection pid’un angle β1 dans le plan vertical (xz) et d’un angle β2 dans le plan horizontal (xy). Les angles des injections latérales sont illustrés aux figures 1 et 4.
La ou lesdites injections latérales 16 situées dans le fond 11c sont inclinées par rapport à la tangente Tinà la paroi dudit fond 11c au point d’injection pid’un angle β1 dans le plan vertical (xz) et d’un angle β2 dans le plan horizontal (xy). Les angles des injections latérales sont illustrés aux figures 1 et 4.
Les angles β1 et θ1 sont de préférence compris entre 5° et 175°, plus préférentiellement compris entre 10° et 150°, de manière très préférée entre 15° et 120°, de manière plus préférée entre 15° et 90°et de manière encore plus préférée entre 20° et 60°.
Les angles β2 et θ2 sont de préférence compris entre 0° et 180°, plus préférentiellement compris entre 0° et 90°, et de préférence sont égaux à 0°.
Le séparateur selon l’invention peut comprendre une conduite de recyclage 14 d’une partie du liquide sortant de la conduite de sortie 13, ladite conduite de recyclage 14 alimentant en liquide recyclé au moins une des injections latérales 16 et/ou 17.
Le séparateur selon l’invention peut comprendre une conduite d’appoint 15 pour alimenter en liquide d’appoint au moins une des injections latérales 16 et/ou 17.
Le liquide d’appoint reste au moins en partie à l’éta t liquide dans les conditions opératoires du séparateur.
Le liquide d’appoint reste au moins en partie à l’éta t liquide dans les conditions opératoires du séparateur.
Dans le cas d’un séparateur gaz/liquide recevant un effluent comportant un liquide hydrocarboné, le liquide d’appoint peut être, par exemple, un effluent de craquage catalytique comme une coupe lourde HCO (pour « Heavy Cycle Oil » en anglais) ou une coupe légère LCO (pour « Light Cycle Oil » en anglais) obtenues par craquage catalytique, ou toute autre coupe gazole sous vide VGO (« Vaccum Gas Oil » en anglais), résidu atmosphérique AR (pour « Atmosphérique residue » en anglais), résidu sous-vide VR (pour « Vaccum residue » en anglais), huile désasphaltée DAO (pour « De-Asphalted oil » en anglais), ou extrait aromatique.
Plus généralement, le liquide d’appoint est de préférence miscible avec le liquide hydrocarboné de l’effluent 1. De préférence, le liquide d’appoint ne cause pas de précipitation d’espèces chimiques minoritaires qui sont dissoutes dans le liquide de l’effluent 1, ni de floculation, ni ne favorise des réactions chimiques de polymérisation pouvant conduire à des particules solides.
Le liquide d’appoint injecté à travers la conduite d’appoint 15 permet de réduire les zones stagnantes en générant une turbulence dans les zones du séparateur où il est injecté afin de limiter les dépôts de particules solides sur les parois. Ledit liquide d’appoint injecté peut également jouer un rôle de fluxant lorsque le liquide choisi est une base aromatique.
Plus généralement, le liquide d’appoint est de préférence miscible avec le liquide hydrocarboné de l’effluent 1. De préférence, le liquide d’appoint ne cause pas de précipitation d’espèces chimiques minoritaires qui sont dissoutes dans le liquide de l’effluent 1, ni de floculation, ni ne favorise des réactions chimiques de polymérisation pouvant conduire à des particules solides.
Le liquide d’appoint injecté à travers la conduite d’appoint 15 permet de réduire les zones stagnantes en générant une turbulence dans les zones du séparateur où il est injecté afin de limiter les dépôts de particules solides sur les parois. Ledit liquide d’appoint injecté peut également jouer un rôle de fluxant lorsque le liquide choisi est une base aromatique.
De préférence, le liquide d’appoint et le liquide diluant sont de même nature.
Les injections latérales peuvent être réparties par couches horizontales dans le fond 11c et par couches horizontales dans la partie inférieure cylindrique 11a.
Avantageusement, le nombre d’injections latérales N par couche peut être compris entre 1 et 30, de préférence entre 2 et 10, et plus préférentiellement entre 2 et 6.
Chaque couche, que ce soit au sein d’une même partie ou dans les deux parties, peut avoir un nombre d’injections N différent.
Les injections au sein d’une même couche peuvent être espacées d’un angle ϕ égal à 360/N.
Avantageusement, le nombre d’injections latérales N par couche peut être compris entre 1 et 30, de préférence entre 2 et 10, et plus préférentiellement entre 2 et 6.
Chaque couche, que ce soit au sein d’une même partie ou dans les deux parties, peut avoir un nombre d’injections N différent.
Les injections au sein d’une même couche peuvent être espacées d’un angle ϕ égal à 360/N.
Le séparateur selon l’invention peut comprendre une conduite d’évacuation 18 par laquelle le flux liquide sortant de la conduite de sortie 13 est évacué.
Selon un mode de réalisation, le séparateur selon l’invention comporte un système limitateur de vortex 12, aussi appelé ici « brise-vortex », comme illustré à la figure 1 et aux figures 5A, 5B, et 6. Le système brise-vortex 12 comporte une ou plusieurs lame(s) plate(s) 20 disposée(s) de manière coaxiale à la conduite de sortie 13, avec une symétrie d’axe vertical Z, comprenant :
- une partie supérieure, de préférence de forme trapézoïdale, de hauteur e et d’angle d’inclinaison χ par rapport à l’axe Z qui se trouve dans le fond 11c du séparateur, l’angle χ étant strictement supérieur à 0 et inférieur ou égal à λ ;
- et une partie inférieure rectangulaire de hauteur (f+g) et de largeur sensiblement égale au diamètre D5 de la conduite de sortie 13,
ladite lame étant évidée centralement de manière symétrique par rapport à l’axe Z sur une partie de sa largeur d et sur une partie de sa hauteur au moins égale à e.
- une partie supérieure, de préférence de forme trapézoïdale, de hauteur e et d’angle d’inclinaison χ par rapport à l’axe Z qui se trouve dans le fond 11c du séparateur, l’angle χ étant strictement supérieur à 0 et inférieur ou égal à λ ;
- et une partie inférieure rectangulaire de hauteur (f+g) et de largeur sensiblement égale au diamètre D5 de la conduite de sortie 13,
ladite lame étant évidée centralement de manière symétrique par rapport à l’axe Z sur une partie de sa largeur d et sur une partie de sa hauteur au moins égale à e.
Ce mode de réalisation peut être combiné avec un ou plusieurs modes de réalisation décrits ci-dessus comportant des injections latérales 16 et 17.
Un tel système brise-vortex permet de limiter les dépôts de solides pouvant se former dans le liquide encrassant (particules solides ou composés susceptibles de floculer ou de s’adsorber à la paroi), tout en réduisant la vitesse tangentielle du liquide. Dans le cas de liquides hydrocarbonés issus du raffinage de pétrole, les particules solides peuvent être des asphaltènes précipités, des fines de catalyseurs supportés ou non supportés (usuellement de diamètre inférieur à 500 microns) ou des particules de coke, des sulfures de métaux tels que nickel, vanadium, fer, molybdène.
La géométrie des lames 20 est symétrique par rapport à l’axe Z. La lame comprend au moins deux parties distinctes tel que représenté dans les figures 5A et 6 :
- une première partie de hauteur e qui se trouve dans le fond 11c du séparateur, aussi appelée partie supérieure de la lame. Ladite première partie est de préférence trapézoïdale quand le fond 11c est tronconique ou comporte une portion tronconique hébergeant ladite première partie de la lame. La hauteur e est définie entre le bas du fond 11c et la partie supérieure de la lame 20. Dans cette partie, la lame 20 s’élargit à l’intérieur du fond 11c avec un angle χ, en direction de la partie inférieure cylindrique 11c de l’enceinte surmontant le fond 11c. Tel que visible sur la figure 6, une ouverture rectangulaire de largeur d, symétrique par rapport à l’axe Z, est insérée au centre de la lame 20.
- Une deuxième partie de hauteur f positionnée au sein de la conduite de sortie 13, aussi appelée partie inférieure de la lame. La hauteur f est définie entre le bas du fond 11c et le début de la troisième partie de hauteur g. Dans cette partie de hauteur f, l’ouverture de largeur d est présente et alignée avec l’ouverture de la première partie de hauteur e.
- Une troisième partie optionnelle de hauteur g qui se trouve au sein de la conduite de sortie 13, faisant partie de la partie inférieure de la lame. La hauteur g est comprise entre la fin de la deuxième partie de hauteur f et la partie inférieure de la lame 20. Dans cette troisième partie, la lame est pleine, c’est-à-dire qu’aucune ouverture au centre de la lame n’est présente.
- une première partie de hauteur e qui se trouve dans le fond 11c du séparateur, aussi appelée partie supérieure de la lame. Ladite première partie est de préférence trapézoïdale quand le fond 11c est tronconique ou comporte une portion tronconique hébergeant ladite première partie de la lame. La hauteur e est définie entre le bas du fond 11c et la partie supérieure de la lame 20. Dans cette partie, la lame 20 s’élargit à l’intérieur du fond 11c avec un angle χ, en direction de la partie inférieure cylindrique 11c de l’enceinte surmontant le fond 11c. Tel que visible sur la figure 6, une ouverture rectangulaire de largeur d, symétrique par rapport à l’axe Z, est insérée au centre de la lame 20.
- Une deuxième partie de hauteur f positionnée au sein de la conduite de sortie 13, aussi appelée partie inférieure de la lame. La hauteur f est définie entre le bas du fond 11c et le début de la troisième partie de hauteur g. Dans cette partie de hauteur f, l’ouverture de largeur d est présente et alignée avec l’ouverture de la première partie de hauteur e.
- Une troisième partie optionnelle de hauteur g qui se trouve au sein de la conduite de sortie 13, faisant partie de la partie inférieure de la lame. La hauteur g est comprise entre la fin de la deuxième partie de hauteur f et la partie inférieure de la lame 20. Dans cette troisième partie, la lame est pleine, c’est-à-dire qu’aucune ouverture au centre de la lame n’est présente.
La géométrie du système limitateur de vortex peut s’adapter à des séparateurs ayant différentes géométries pour le fonds 11c telles que décrites plus haut, en choisissant un profil adapté à la forme locale du fond autour de la conduite de sortie 13, notamment un angle adapté pour la partie supérieure de la lame.
De préférence, la lame 20 est évidée à la fois dans la partie supérieure, de préférence trapézoïdale, sur une hauteur e et dans la partie inférieure rectangulaire sur une hauteur f.
La hauteur e de la partie supérieure de la lame 20 peut être comprise entre 0 et 10xD5, D5 étant le diamètre de la conduite de sortie 13, de manière préférée entre 0,5xD5 et 5xD5, et de manière très préférée entre 0,5xD5 et 2xD5.
La hauteur f correspondant à la partie évidée de la partie inférieure rectangulaire de la lame 20 peut être comprise entre 0 et 4xD5, de manière préférée entre 0 et 2xD5, et de manière très préférée entre 0,1xD5 et D5.
La hauteur g correspondant à la partie inférieure rectangulaire de la lame non évidée est inférieure à 4xD5, de manière préférée inférieure à 2xD5, et de manière très préférée inférieure ou égale à D5.
Selon un mode de réalisation non représenté, la lame est évidée sur toute sa hauteur, la hauteur g étant alors nulle.
Avantageusement, le brise-vortex comprend au moins deux lames 20, chaque lame 20 étant séparée de la suivante par un angle η, de préférence 2 à 8 lames, de manière très préférée 2 lames.
Chacune des lames 20 est de préférence évidée par une ouverture centrale rectangulaire de largeur d, et de longueur supérieure à e, symétrique par rapport à l’axe Z, insérée au centre de ladite lame.
Avantageusement, le rapport entre le diamètre D3 de la partie inférieure cylindrique 11a et le diamètre D5 de la conduite de sortie 13 du fond 11c est compris entre 1,1 et 1000, de préférence entre 2 et 500, et de manière préférée entre 3 et 100.
De préférence, l’angle χ est égal à l’angle d’inclinaison λ du fond 11c.
La partie de hauteur e du système limitateur de vortex 12 dans le fond 11c du séparateur permet de limiter les zones stagnantes et donc le dépôt de particules solides dans le fond.
L’évidement central de la lame permet aux particules solides présentes au centre de s’écouler vers les zones de haute vitesse de la conduite 13 sans possibilité que ces particules solides s’accrochent à une paroi (comme c’est le cas avec des brise-vortex classiques).
Le système limitateur de vortex est avantageusement au moins en partie fixé à la paroi de la conduite de sortie par soudure, collage ou tout autre moyen.
La hauteur f correspondant à la partie évidée de la partie inférieure rectangulaire de la lame 20 peut être comprise entre 0 et 4xD5, de manière préférée entre 0 et 2xD5, et de manière très préférée entre 0,1xD5 et D5.
La hauteur g correspondant à la partie inférieure rectangulaire de la lame non évidée est inférieure à 4xD5, de manière préférée inférieure à 2xD5, et de manière très préférée inférieure ou égale à D5.
Selon un mode de réalisation non représenté, la lame est évidée sur toute sa hauteur, la hauteur g étant alors nulle.
Avantageusement, le brise-vortex comprend au moins deux lames 20, chaque lame 20 étant séparée de la suivante par un angle η, de préférence 2 à 8 lames, de manière très préférée 2 lames.
Chacune des lames 20 est de préférence évidée par une ouverture centrale rectangulaire de largeur d, et de longueur supérieure à e, symétrique par rapport à l’axe Z, insérée au centre de ladite lame.
Avantageusement, le rapport entre le diamètre D3 de la partie inférieure cylindrique 11a et le diamètre D5 de la conduite de sortie 13 du fond 11c est compris entre 1,1 et 1000, de préférence entre 2 et 500, et de manière préférée entre 3 et 100.
De préférence, l’angle χ est égal à l’angle d’inclinaison λ du fond 11c.
La partie de hauteur e du système limitateur de vortex 12 dans le fond 11c du séparateur permet de limiter les zones stagnantes et donc le dépôt de particules solides dans le fond.
L’évidement central de la lame permet aux particules solides présentes au centre de s’écouler vers les zones de haute vitesse de la conduite 13 sans possibilité que ces particules solides s’accrochent à une paroi (comme c’est le cas avec des brise-vortex classiques).
Le système limitateur de vortex est avantageusement au moins en partie fixé à la paroi de la conduite de sortie par soudure, collage ou tout autre moyen.
L’invention porte également sur un procédé de séparation gaz/liquide d’un effluent comportant du gaz et du liquide, mettant en œuvre le séparateur gaz/liquide décrit plus haut.
Conformément à l’invention, le procédé comporte les étapes suivantes :
- on envoie ledit effluent 1 dans le séparateur gaz/liquide,
- on réalise une première séparation centrifuge du liquide et du gaz contenus dans ledit effluent 1 à l’extrémité coudée 19 de la conduite d’entrée 2 dudit effluent,
- on réalise une deuxième séparation centrifuge du liquide et du gaz d’un mélange gaz/liquide 5bis issu de la conduite d’entrée 2 et envoyé dans le cyclone 8,
- on injecte un liquide diluant dans ledit cyclone 8, et
- on évacue un flux de gaz séparé 10 au sommet du séparateur et un flux de liquide séparé au fond dudit séparateur.
- on envoie ledit effluent 1 dans le séparateur gaz/liquide,
- on réalise une première séparation centrifuge du liquide et du gaz contenus dans ledit effluent 1 à l’extrémité coudée 19 de la conduite d’entrée 2 dudit effluent,
- on réalise une deuxième séparation centrifuge du liquide et du gaz d’un mélange gaz/liquide 5bis issu de la conduite d’entrée 2 et envoyé dans le cyclone 8,
- on injecte un liquide diluant dans ledit cyclone 8, et
- on évacue un flux de gaz séparé 10 au sommet du séparateur et un flux de liquide séparé au fond dudit séparateur.
La première séparation centrifuge gaz/liquide est permise par la conduite d’entrée 2 de l’effluent, de préférence inclinée, qui comporte une extrémité coudée 19 débouchant dans la partie inférieure cylindrique 11a de l’enceinte 11.
On définit l’efficacité de séparation liquide de cette première séparation par centrifugation selon l’expression (I) ci-dessous :
(I) :
efficacité première séparation = 1 - (débit liquide dans flux de gaz 5/débit liquide dans effluent gaz liquide 1)
De préférence, la vitesse superficielle du gaz entrant par la conduite d’entrée 2 est comprise entre 1 m/s et 50 m/s, et plus préférentiellement entre 2 m/s et 30 m/s, et encore plus préférentiellement entre 3 m/s et 20 m/s.
En sortie de l’extrémité coudée 19 de la conduite 2, le liquide 4 qui a été séparé lors de cette première séparation centrifuge se dirige vers le fond 11c de l’enceinte 11, pour former une garde liquide définissant une interface gaz/liquide 6. Le gaz 5 qui a été séparé lors de cette première séparation centrifuge contient des gouttelettes liquides non séparées par l’extrémité coudée 19. Ce gaz 5 contenant encore des gouttelettes de liquide se dirige vers la partie supérieure cylindrique 11b de l’enceinte, où de préférence un élargissement de section permet de réduire la vitesse superficielle de gaz pour limiter l’entraînement des gouttelettes vers ladite partie supérieure 11b, qui sont alors séparée du gaz par élutriation. Cette séparation par élutriation constitue un troisième type de séparation possible dans le séparateur gaz/liquide selon l’invention. La vitesse superficielle du gaz dans ladite partie supérieure 11b, permettant une telle séparation par élutriation, est comprise entre 0,01 m/s et 0,4 m/s de préférence entre 0,01 m/s et 0,3 m/s.
On définit l’efficacité de séparation liquide par élutriation selon l’expression (II) ci-dessous :
(II) :
efficacité séparation par élutriation = 1 - (débit liquide dans mélange gaz liquide 5bis/débit liquide dans flux de gaz 5)
A titre d’exemple, pour cette séparation par élutriation, on peut calculer la vitesse terminale de chute de gouttelettes en fonction de leur taille et de la masse volumique du liquide, par exemple dans un écoulement gazeux caractérisé par une masse volumique de gaz de 30 kg/m3et une viscosité de 3.10-5Pa.s pouvant représenter l'écoulement à l’extrémité coudée 19 de la conduite d’entrée 2. Ainsi le tableau 2 ci-dessous donne plusieurs exemples de vitesse terminale de chute pour des gouttelettes de liquide de masse volumique de 700 kg/m3comprise entre 50 et 500 microns. La corrélation de Haider et Levenspiel, 1989 (Drag Coefficient and Terminal Velocity of Spherical and Nonspherical Particles, Powder Technology, 58, 1989, pp. 63-70) est utilisée pour ce calcul.
| Masse volumique liquide (kg/m3) | Diamètre gouttelettes (microns) | vitesse terminale de chute (m/s) |
| 700 | 50 | 0,025 |
| 100 | 0,080 | |
| 200 | 0,200 | |
| 300 | 0,300 | |
| 400 | 0,400 | |
| 500 | 0,460 |
Cette troisième séparation par élutriation possible permet une séparation encore plus poussée du gaz et du liquide de l’effluent envoyé dans le séparateur selon l’invention.
La deuxième séparation gaz/liquide est réalisée grâce au cyclone 8. L’efficacité de séparation dans le cyclone est typiquement supérieure à 80%.
On définit l’efficacité de séparation liquide du cyclone selon l’expression (III) ci-dessous :
(III) :
efficacité séparation cyclone = débit liquide dans jambe de retour 9/(débit liquide dans mélange gaz liquide 5bis + débit liquide dans injection 7)
La vitesse superficielle du gaz dans le mélange gaz/liquide 5bis entrant dans le cyclone 8 peut être comprise entre 1 m/s et 40 m/s, de préférence entre 2 m/s et 30 m/s, et plus préférentiellement entre 3 m/s et 20 m/s.
L’injection d’un premier flux de liquide diluant par des injections 7 dans le tube d’entréeEndu cyclone 8 permet d’avoir une vitesse liquide dans la jambe de retour 9 du cyclone importante, ce qui réduit les risques d’encrassement dudit cyclone, et contribue ainsi au bon fonctionnement du séparateur dans le temps. En outre, l‘injection d’un tel premier flux de liquide diluant permet de diluer les gouttelettes de liquide contenues dans le mélange gaz/liquide 5bis, ce qui contribue également à réduire les risques d’encrassement dudit cyclone.
Le débit de ce premier flux de liquide diluant provenant des injections 7 est de préférence ajusté pour avoir un temps de résidence du liquide dans la jambe de retour 9 du cyclone 8 qui soit compris entre 5 s et 180 s, de préférence entre 20 s et 120 s, et de manière préférée entre 30 s et 100 s.
Le débit massique de ce premier flux de liquide diluant provenant des injections 7 est compris entre 0,1% et 30% du débit liquide massique de l’effluent 1, de préférence entre 0,1% et 25% du débit massique de l’effluent 1 et de manière préférée entre 1% et 20% du débit liquide massique de l’effluent 1.
Avantageusement, on réalise une injection d’un deuxième flux de liquide diluant par des injections 3 dans le tube de sortieSodu cyclone 8. L’injection d’un tel deuxième flux de liquide diluant permet de diluer le liquide encore éventuellement entrainé dans le flux de gaz séparé 10 au sommet du séparateur, ce qui réduit les risques d’encrassement des équipements pouvant se situer en aval du séparateur gaz/liquide et recevoir le flux de gaz séparé 10.
Lorsque le séparateur comporte des injections latérales de liquide (17, 16) dans la partie inférieure cylindrique de l’enceinte et/ou dans le fond 11c, la vitesse V du liquide injecté dans lesdites injections peut être comprise entre 0,05 m.s-1et 40 m.s-1, de préférence entre 0,1 m.s-1et 30 m.s-1et de manière très préférée entre 0,5 m.s-1et 10 m.s-1.
Le taux d’injection de liquide recyclé et/ou d’appoint injecté par les injections latérales 17 et 16 par rapport au liquide circulant dans le séparateur est avantageusement compris entre 1% et 400%, de préférence entre 5% et 100%, de manière très préférée entre 10% et 60% et de manière encore plus préférée entre 20 et 50%.
La vitesse du liquide recyclé et/ou d’appoint injecté dans lesdites injections latérales peut être comprise entre 0,05 m.s-1et 40 m.s-1, de préférence entre 0,1 m.s-1et 30 m.s-1et de manière très préférée entre 0,5 m.s-1et 10 m.s-1. De manière préférée, les diamètres des conduites d’injection latérale sont dimensionnés en fonction du débit de liquide à injecter afin d’obtenir les vitesses d’injection souhaitées.
Le taux d’injection de liquide recyclé et/ou d’appoint injecté par les injections latérales 17 et 16 par rapport au liquide circulant dans le séparateur est avantageusement compris entre 1% et 400%, de préférence entre 5% et 100%, de manière très préférée entre 10% et 60% et de manière encore plus préférée entre 20 et 50%.
La vitesse du liquide recyclé et/ou d’appoint injecté dans lesdites injections latérales peut être comprise entre 0,05 m.s-1et 40 m.s-1, de préférence entre 0,1 m.s-1et 30 m.s-1et de manière très préférée entre 0,5 m.s-1et 10 m.s-1. De manière préférée, les diamètres des conduites d’injection latérale sont dimensionnés en fonction du débit de liquide à injecter afin d’obtenir les vitesses d’injection souhaitées.
Le séparateur gaz/liquide selon l’invention est de préférence adapté à un fonctionnement à haute pression, en particulier à une pression comprise entre 2 MPa et 38 MPa, de préférence entre 5 MPa et 25 MPa et de manière plus préférée entre 6 MPa et 20 MPa.
Le séparateur gaz/liquide selon l’invention est de préférence adapté à un fonctionnement à haute température, par exemple comprise entre 100°C et 550°C, de préférence entre 150°C et 450°C, et plus préférentiellement comprise entre 250°C et 450°C.
Ces conditions de pression et de température sont par exemple celles classiquement retrouvées dans des réacteurs d’hydroconversion ou d’hydrotraitement de charges pétrolières.
L’enceinte du séparateur gaz/liquide selon l’invention est ainsi de préférence adaptée à résister à de telles pressions, et à fonctionner à de telles températures. Elle comprend ainsi par exemple une enceinte métallique, d’épaisseur variable, typiquement de l’ordre de quelques centaines de millimètres, pouvant aussi comprendre en plus une couche supplémentaire d’un matériau réfractaire, par exemple d’une centaine de millimètres.
Selon l’invention, le séparateur gaz/liquide peut être utilisé en tant que séparateur gaz/liquide haute pression en aval de réacteurs d’hydroconversion d’un procédé d’hydroconversion en lit bouillonnant connu sous le nom commercial H-OilTM, par exemple décrit dans le brevet US4457831. Un tel procédé comporte deux étapes d’hydroconversion en lit bouillonnant avec une séparation intermédiaire pour séparer la fraction légère de la fraction liquide lourde qui est envoyée dans la seconde étape d’hydroconversion, puis l’effluent issu de la seconde hydroconversion est envoyé dans une étape de fractionnement (distillation) produisant plusieurs coupes dont une coupe gazole.
Ces réacteurs fonctionnent généralement à une pression comprise entre 2 MPa et 38 MPa, de préférence entre 5 MPa et 25 MPa et de manière plus préférée entre 6 MPa et 20 MPa, et à une température comprise entre 300°C et 550°C, de préférence comprise entre 350°C et 500°C, de manière plus préférée comprise entre 370°C et 450°C, et de manière encore plus préférée comprise entre 380°C et 430°C.
Le séparateur gaz/liquide selon l’invention peut ainsi être employé en sus ou à la place d’un séparateur classique de la séparation intermédiaire, ou à l’étape de fractionnement en amont d’une distillation, ou encore recevoir le ou les effluents légers de la séparation intermédiaire et d’une séparation dans un ballon en amont de la distillation à l’étape de fractionnement. De cette manière, le flux de gaz issu de la ou des séparations gaz/liquide dans le procédé d’hydroconversion en lit bouillonnant de type H-OilTMpeut être envoyé dans une unité aval en minimisant l’entrainement de gouttelettes de liquide encrassant, en particulier limitant la quantité d’asphaltènes transportée dans le gaz vers des procédés d’hydrotraitement catalytique en lit fixe.
Ces réacteurs fonctionnent généralement à une pression comprise entre 2 MPa et 38 MPa, de préférence entre 5 MPa et 25 MPa et de manière plus préférée entre 6 MPa et 20 MPa, et à une température comprise entre 300°C et 550°C, de préférence comprise entre 350°C et 500°C, de manière plus préférée comprise entre 370°C et 450°C, et de manière encore plus préférée comprise entre 380°C et 430°C.
Le séparateur gaz/liquide selon l’invention peut ainsi être employé en sus ou à la place d’un séparateur classique de la séparation intermédiaire, ou à l’étape de fractionnement en amont d’une distillation, ou encore recevoir le ou les effluents légers de la séparation intermédiaire et d’une séparation dans un ballon en amont de la distillation à l’étape de fractionnement. De cette manière, le flux de gaz issu de la ou des séparations gaz/liquide dans le procédé d’hydroconversion en lit bouillonnant de type H-OilTMpeut être envoyé dans une unité aval en minimisant l’entrainement de gouttelettes de liquide encrassant, en particulier limitant la quantité d’asphaltènes transportée dans le gaz vers des procédés d’hydrotraitement catalytique en lit fixe.
De préférence, le séparateur selon l’invention est mis en œuvre à une pression comprise entre 2 MPa et 38 MPa, de préférence entre 5 MPa et 25 MPa et de manière plus préférée entre 6 MPa et 20 MPa, et à une température comprise entre 100°C et 550°C, de préférence entre 150°C et 450°C, et plus préférentiellement comprise entre 250°C et 450°C.
Selon une mise en œuvre du procédé de séparation selon l’invention, l’effluent envoyé dans le séparateur est un effluent d’hydrocarbures issu d’une unité de raffinage du pétrole, de préférence issu de l’hydroconversion d’un résidu sous vide, et le liquide diluant est un liquide hydrocarboné, de préférence comprenant une coupe gazole bouillant à une température comprise entre 250°C et 380°C.
Plus généralement, le séparateur gaz/liquide selon l’invention peut être mis en œuvre dans tout procédé produisant des mélanges gaz/liquide comportant un liquide encrassant, comme par exemple dans le domaine du raffinage du pétrole et de la production de carburants, tel que, sans être exhaustif, la viscoréduction, l’hydrocraquage ou l’hydrotraitement en lit bouillonnant, le craquage catalytique, la cokéfaction retardée en raffinage de produits pétroliers ainsi que les procédés de liquéfaction de charbon et de traitement de biomasse, mais également dans d’autres domaines comme ceux de la pharmacie, de la chimie, de l’agroalimentaire, du traitement de minerais, dans tout procédé de transformation de la matière.
L’exemple ci-dessous vise à montrer certains avantages de l’invention, et compare des résultats numériques obtenus par simulation pour un exemple de séparateur selon l’art antérieur et un exemple de séparateur selon l’invention.
L’exemple de séparateur selon l’art antérieur est selon le brevet EP1086734 et appelé ci-après « séparateur A ». L’exemple de séparateur selon l’invention est nommé ci-après « séparateur B ».
Le séparateur A ne comprend pas d’injections de liquide diluant à l’inverse du séparateur B selon l’invention.
En outre, la conduite d’entrée de l’effluent 1 du séparateur A comprend une hélice alors que le séparateur B comprend une extrémité coudée comportant un double coude.
Le séparateur B comporte une partie supérieure cylindrique de diamètre plus grand que celui de la partie inférieure cylindrique contrairement au séparateur A ayant un diamètre constant pour la partie cylindrique de l’enceinte.
En outre, la conduite d’entrée de l’effluent 1 du séparateur A comprend une hélice alors que le séparateur B comprend une extrémité coudée comportant un double coude.
Le séparateur B comporte une partie supérieure cylindrique de diamètre plus grand que celui de la partie inférieure cylindrique contrairement au séparateur A ayant un diamètre constant pour la partie cylindrique de l’enceinte.
Le tableau 3 ci-dessous présente les conditions simulées, ainsi que les principales caractéristiques et dimensions des séparateurs A et B.
| Paramètres/conditions opératoires/caractéristiques | Unité | Séparateur A (art antérieur) | Séparateur B (invention) |
| Débit massique liquide de l’effluent 1 | kg/s | 70,2 | 70,2 |
| Débit massique liquide de l’injection 7 | kg/s | 0 | 5,7 |
| Masse volumique du liquide dans l’effluent 1 | kg/m3 | 730 | 730 |
| Débit massique gaz du flux 1 | kg/s | 15,6 | 15,6 |
| Masse volumique du gaz | kg/m3 | 32 | 32 |
| D1 : diamètre de la conduite d’entrée de l’effluent 1 | m | 0,36 | 0,36 |
| D3 : diamètre de la partie inférieure 11a du séparateur | m | 2,6 | 2,6 |
| Type de séparateur dans la conduite d’entrée de l’effluent 1 | - | hélice | Double coude |
| D4 : diamètre de la partie supérieure 11b du séparateur | m | 2,6 | 3,4 |
| Vitesse gaz à l’entrée du cyclone interne | m/s | 15 | 15 |
| D : diamètre du cyclone interne | m | 0,4 | 0,4 |
| b : largeur entrée cyclone interne | m | 0,1 | 0,1 |
| a: longueur (hauteur) entrée cyclone interne | m | 0,3 | 0,3 |
| B : diamètre jambe de retour liquide du cyclone interne | 0,1 | 0,1 | |
| Efficacité gaz en sortie de la conduite d’entrée de l’effluent 1 | % | 100 | 100 |
| Efficacité liquide en sortie de la conduite d’entrée de l’effluent 1 | % | 90 | 85 |
| Débit massique liquide dans gaz en sortie de la conduite d’entrée de l’effluent 1 | kg/s | 1,56 | 2,34 |
| Débit massique liquide dans gaz en entrée du cyclone interne | kg/s | 1,56 | 1,7 |
| Efficacité du séparateur cyclonique | % | 99,0 | 99,2 |
| Débit massique liquide initialement dans l’effluent 1 se retrouvant dans le flux de gaz séparé 10 en sortie du cyclone interne | kg/s | 0,0156 | 0,0136 |
| Débit liquide total dans le flux de gaz séparé 10 en sortie du cyclone interne | kg/s | 0,0156 | 0,0592 |
| Concentration du liquide initialement contenu dans l’effluent 1 dans la phase liquide de le flux de gaz 10 en sortie du cyclone interne | % | 1 | 0,2 |
| Vitesse liquide dans la jambe de retour du cyclone | m/s | 0,002 | 1 |
Dans le tableau 3 ci-dessus, les efficacités de séparation pour les liquides et les gaz sont calculées de la manière suivante :
Efficacité de séparation « liquide » = 1- (débit de liquide entrainé dans le gaz/débit de liquide en entrée de l’élément de séparation)
Efficacité de séparation « gaz » = 1- (débit de gaz entrainé dans le liquide/débit de gaz en entrée de l’élément de séparation)
Les débits de liquide et de gaz s’expriment en kg/s.
Efficacité de séparation « liquide » = 1- (débit de liquide entrainé dans le gaz/débit de liquide en entrée de l’élément de séparation)
Efficacité de séparation « gaz » = 1- (débit de gaz entrainé dans le liquide/débit de gaz en entrée de l’élément de séparation)
Les débits de liquide et de gaz s’expriment en kg/s.
Dans les formules pour le calcul des efficacités de séparation gaz et liquide, l’élément de séparation est concrètement la conduite d’entrée de l’effluent 1 munie d’une hélice dans la cas du séparateur A selon l’art antérieur et munie d’une extrémité coudée comportant un double coude pour le séparateur B selon l’invention, ou le cyclone interne du séparateur A ou du séparateur B.
Les différents débits, notamment les débits de liquide entraîné, entrant en jeu dans l’expression de ces efficacités ont été calculés avec des modèles de la littérature similaire à ceux présentés dans les articles de Altmeyer et al., 2004 (« Comparison of different models of cyclone prediction performance for various operating conditions using a general software », Chemical Engineering and Processing 43, 2004, pp. 511–522) et Zhao et Pfeffer, 1997 (« A simplified model top predict the total efficiency of gravity settlers and cyclones », Powder technology 90, 1997, pp73-280), faisant appel à des corrélations basées sur la géométrie du séparateur, les vitesses de gaz etc., avec un diamètre de gouttes liquide minimum de 30 microns.
Comme indiqué dans le tableau 3, la quantité de liquide (exprimée sous forme de débit) provenant de l’effluent 1 est inférieure dans le cas du séparateur B (0,0136 kg/s) comparé au séparateur A (0,0156 kg/s), ainsi que la concentration de ce liquide dans la phase liquide totale en sortie de cyclone interne qui est 5 fois moins importante que dans la cas du séparateur A (0,2 pour le séparateur B versus 1 pour le séparateur A). Ainsi, le risque d’encrassement lié à la nature du liquide provenant de l’effluent 1 est réduit pour les équipements en aval du séparateur B selon l’invention susceptibles de recevoir le flux de gaz séparé 10. De plus, dans le cas du séparateur B, la vitesse de liquide dans la jambe de retour 9 du cyclone interne est 500 fois supérieure par rapport à celle du séparateur A. Le risque d’encrassement dans cette jambe de retour est donc largement diminué dans le cas du séparateur B selon l’invention.
Claims (15)
- Séparateur gaz/liquide comportant une enceinte composée d’une partie supérieure cylindrique (11b) surmontant une partie inférieure cylindrique (11a) se prolongeant par un fon à section décroissante (11c), et comprenant :
- une conduite d’entrée (2) pour un effluent comportant du gaz et de liquide, l’extrémité (19) de ladite conduite d’entrée débouchant dans ladite partie inférieure cylindrique (11a) et comportant au moins un coude,
- une conduite de sortie (13) située dans ledit fond (11c) pour un flux de liquide séparé,
- un cyclone (8) à corps cylindro-conique interne à ladite enceinte, et comportant un tube d’entrée tangentielle (En) d’un mélange gaz/liquide (5bis), situé dans la partie supérieure de ladite enceinte, un tube de sortie (So) d’un flux de gaz séparé au sommet du corps cylindro-conique débouchant à l’extérieur de ladite enceinte du séparateur, et une ouverture à la base du corps cylindro-conique connectée à une jambe de retour (9) pour le liquide débouchant dans une zone de garde liquide au fond de ladite enceinte ,
- des moyens d’injection d’un liquide diluant (7, 3) dans ledit cyclone (8). - Séparateur selon la revendication 1, dans lequel les moyens d’injection de liquide comportent une première injection (7) de liquide diluant dans le tube d’entrée (En) dudit cyclone (8).
- Séparateur selon la revendication 2, dans lequel les moyens d’injection de liquide comportent une deuxième injection (3) de liquide diluant dans le tube de sortie (So) du gaz dudit cyclone (8).
- Séparateur selon l’une quelconque des revendications précédentes, dans lequel ledit au moins un coude de l’extrémité de ladite conduite d’entrée (2) comporte une sortie de diamètre D2 compris entre 0,2xD1 et 5xD1, D1 étant le diamètre de la conduite d’entrée (2), et l’angle β formé par le coude est compris entre 5° et 200°, de préférence compris entre 10° et 180°.
- Séparateur selon l’une quelconque des revendications précédentes, dans lequel le diamètre D1 de la conduite d’entrée (2) est déterminé de manière à ce que la vitesse superficielle du gaz entrant dans la partie inférieure de l’enceinte dudit séparateur gaz/liquide soit comprise entre 1 m/s et 50 m/s, de préférence entre 2 m/s et 30 m/s.
- Séparateur selon l’une quelconque des revendications précédentes, dans lequel l’extrémité de ladite conduite d’entrée (2) comprend un enchainement de plusieurs coudes orientés dans des directions différentes, de préférence un double coude.
- Séparateur selon l’une quelconque des revendications précédentes, dans lequel le diamètre D3 de la partie inférieure de l’enceinte (11a) est compris entre 0,5xD4 et D4, D4 étant le diamètre de ladite partie supérieure (11b) de l’enceinte, et de préférence D3 est inférieur à D4.
- Séparateur selon l’une des revendications précédentes, dans lequel ladite partie supérieure (11b) de l’enceinte a un diamètre D4 déterminé de manière à ce que la vitesse superficielle du gaz entrant dans la partie supérieure de l’enceinte soit comprise entre 0,01 m/s et 0,4 m/s de préférence entre 0,01 m/s et 0,3 m/s.
- Procédé de séparation d’un effluent comportant du gaz et du liquide, dans lequel on envoie ledit effluent dans un séparateur gaz/liquide selon l’une des revendications 1 à 8, on réalise une première séparation centrifuge du liquide et du gaz contenus dans ledit effluent (1) à l’extrémité de la conduite d’entrée (2) dudit effluent, on réalise une deuxième séparation centrifuge du liquide et du gaz d’un mélange gaz/liquide (5bis) envoyé dans le cyclone (8), on injecte un liquide diluant dans ledit cyclone dudit séparateur gaz/liquide, et on évacue un flux de gaz séparé au sommet du séparateur et un flux de liquide séparé au fond dudit séparateur.
- Procédé selon la revendication 9, dans lequel on injecte ledit liquide diluant selon un premier flux par une première injection (7) dans le tube d’entrée (En) dudit cyclone (8), et également de préférence selon un deuxième flux par une deuxième injection (3) dans le tube de sortie (So) dudit cyclone (8).
- Procédé selon la revendication 10, dans lequel le débit massique du premier flux de liquide diluant est compris entre 0,1% et 30% du débit liquide massique de l’effluent (1).
- Procédé selon l’une quelconque des revendications 9 à 11, dans lequel la vitesse superficielle du gaz du mélange gaz liquide entrant dans ledit cyclone (8) est comprise entre 1 m/s et 40 m/s, de préférence entre 2 m/s et 30 m/s.
- Procédé selon l’une quelconque des revendications 9 à 12, dans lequel la vitesse superficielle du gaz de l’effluent entrant par la conduite d’entrée (2) dans la partie inférieure (11a) de l’enceinte dudit séparateur gaz/liquide est comprise entre 1 m/s et 50 m/s, de préférence entre 2 m/s et 30 m/s.
- Procédé selon l’une quelconque des revendications 9 à 13, dans lequel on effectue une troisième séparation du gaz et du liquide par élutriation dans la partie supérieure cylindrique (11b) de l’enceinte dudit séparateur de diamètre D4 plus important que le diamètre D3 de la partie inférieure cylindrique (11a), et la vitesse superficielle du gaz dans ladite partie supérieure (11b) est comprise entre 0,01 m/s et 0,4 m/s de préférence entre 0,01 m/s et 0,3 m/s.
- Procédé selon l’une quelconque des revendications 9 à 14, dans lequel l’effluent envoyé dans le séparateur est un effluent d’hydrocarbures issu d’une unité de raffinage du pétrole, de préférence issu de l’hydroconversion d’un résidu sous vide, et le liquide diluant est un liquide hydrocarboné, de préférence comprenant une coupe gazole bouillant à une température comprise entre 250°C et 380°C.
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Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| FR1910533A Withdrawn FR3100992A1 (fr) | 2019-09-24 | 2019-09-24 | Séparateur gaz/liquide haute pression et procédé de séparation mettant en œuvre un tel séparateur |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| FR (1) | FR3100992A1 (fr) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2023002142A1 (fr) | 2021-07-23 | 2023-01-26 | Grtgaz | Séparateur gaz/condensats avec buse de nettoyage, et procédé de nettoyage correspondant |
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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| RU2043304C1 (ru) * | 1991-04-23 | 1995-09-10 | Баркар Леонид Иванович | Устройство для очистки сточных вод |
| EP1086734A1 (fr) | 1999-09-24 | 2001-03-28 | Institut Francais Du Petrole | Systeme de separation gaz/liquide intervenant dans un procede de conversion d'hydrocarbures |
| US6620311B2 (en) | 2000-01-11 | 2003-09-16 | Institut Francais Du Petrole | Process for converting petroleum fractions, comprising an ebullated bed hydroconversion step, a separation step, a hydrodesulphurization step and a cracking step |
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-
2019
- 2019-09-24 FR FR1910533A patent/FR3100992A1/fr not_active Withdrawn
Patent Citations (7)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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| FR3125433A1 (fr) | 2021-07-23 | 2023-01-27 | Grtgaz | Séparateur gaz/condensats avec buse de nettoyage, et procédé de nettoyage correspondant |
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