Brevet FR3066809A1 — publié le 20181130

La présente invention concerne un procédé et un appareil pour la séparation de l'air par distillation cryogénique. Elle concerne en particulier des procédés et un appareil pour produire de l'oxygène et/ou de l'azote sous une pression élevée. L'oxygène gazeux produit par les unités de séparation de l'air est habituellement à une pression élevée d'environ 20 à 50 bar. Le schéma de distillation de base est habituellement un procédé à double colonne produisant de l'oxygène au fond de la deuxième colonne, exploitée sous une pression de 1 à 4 bar. L'oxygène doit être comprimé à une pression plus élevée, grâce à un compresseur d'oxygène ou grâce au procédé de pompage de liquide. Du fait des problèmes de sécurité associés aux compresseurs d'oxygène, les unités de production d'oxygène les plus récentes utilisent le procédé de pompage de liquide. Pour vaporiser l'oxygène liquide sous une pression élevée, on a besoin d'un surpresseur additionnel pour élever une partie de l'air ou de l'azote d'alimentation à une pression plus élevée, comprise dans la plage de 40 à 80 bar. Par essence, le surpresseur remplace le compresseur d'oxygène. L'un des buts du développement de nouveaux cycles de procédé est de diminuer la consommation d'énergie d'une unité de production d'oxygène. Dans un effort de réduction de cette consommation d'énergie, il est souhaitable d'introduire tous les débits d'air d'alimentation dans les colonnes à une température proche de la température de la colonne, au point où le débit est introduit, pour réduire l'irréversibilité thermodynamique du système. Malheureusement, on ne peut y arriver avec un cycle de pompage "classique". Cet art antérieur est illustré sur la Figure 1. Sur la Figure 1, telle que décrite dans FR-A-2 777 641, on utilise dans une unité de séparation d'air 1 une double colonne 2, comprenant une première colonne 8 et une deuxième colonne 9 opérant à une plus basse pression que la première colonne, thermiquement reliées par un rebouilleur/condenseur 10. La totalité de l'air d'alimentation est comprimée dans un compresseur 6 à la pression de la première colonne 8, purifiée dans l'unité de purification 7, et subdivisée en trois. Un débit 502 est envoyé à un surpresseur 503, refroidi dans un refroidisseur d'eau (non représenté), et encore plus refroidi dans l'échangeur de chaleur 5, puis 3066809 2 détendu dans une turbine 501 couplée au surpresseur 503. L'air détendu 502 est envoyé à la deuxième colonne. Une autre partie de l'air est envoyée à l'échangeur de chaleur 5 sensiblement sous la même pression que la première colonne 8. 5 Le troisième débit est comprimé dans un compresseur 230 et envoyé dans l'échangeur de chaleur, où il se condense. L'air liquéfié est subdivisé entre la première colonne 8 et la deuxième colonne 9. Un débit de liquide enrichi en oxygène LR est détendu et envoyé de la première colonne à la deuxième colonne. Le débit de liquide enrichi en azote LP est détendu 10 et envoyé de la première colonne à la deuxième colonne. De l'azote liquide pur NLMP est produit par la première colonne, puis refroidi de nouveau dans l'échangeur de chaleur 24 et détendu dans la vanne 143 et envoyé à un stockage 144. L'azote gazeux haute pression 39 est soutiré en tête de la première colonne et chauffé dans l'échangeur de chaleur pour former un débit de produit 40. L'oxygène liquide OL est 15 soutiré du fond de la deuxième colonne 9, pressurisé par une pompe 37 et envoyé en partie sous forme d'un débit 38 à l'échangeur de chaleur 5, où il se vaporise par échange de chaleur avec l'air pressurisé pour former un oxygène gazeux pressurisé. Le reste de l'oxygène liquide 52 est soutiré sous forme d'un produit liquide. Un débit gazeux de tête enrichi en azote NR est soutiré de la deuxième colonne 9, chauffé 20 dans l'échangeur de chaleur 5 sous forme d'un débit 33. De l'argon est produit par utilisation d'une colonne d'argon impur 3 et d'argon pur 4. La colonne d'argon impur est alimentée par un débit 16 provenant de la deuxième colonne 9. Un débit de liquide 17 est envoyé de la base de la colonne d'argon impur 3 à la deuxième colonne 9. Un liquide riche est envoyé au condenseur 25 de tête 12 de la colonne 3 par la vanne 26 et est évaporé pour former un débit 27 qui est renvoyé à la deuxième colonne. Un débit de produit 19 est envoyé au condenseur 20 et de là forme le débit 19. Le débit 19 est condensé dans l'échangeur de chaleur 20 et subdivisé en le débit 48 qui est envoyé au débit de déchets 33 au point d'intersection 50, et un autre débit. L'autre débit est envoyé par la vanne 21 à la 30 colonne 4. La colonne d'argon pur 4 produit un débit de produit 45. Le condenseur de tête 13 de la colonne d'argon pur 4 est alimenté par le liquide riche en azote LP provenant de la première colonne par la vanne 34, et l'azote vaporisé est soutiré par la vanne 35 sous forme d'un débit 33 et refroidi dans le sous-refroidisseur 24. 3066809 3 Le rebouilleur de fond 14 de la colonne d'argon pur est chauffé par utilisation d'air, et l'air liquéfié 23 est envoyé à la première colonne. Un débit de purge 46 est lui aussi soutiré. Le condenseur 20 est alimenté par le liquide riche en azote LP par la vanne 31, 5 et le liquide vaporisé est envoyé par la vanne 32 au débit de déchets 33. Certaines versions différentes du procédé de compression à froid sont aussi décrites dans la technique antérieure, comme dans US-A-5 379 598, US-A-5 475 980, US-A-5 596 885, US-A-5 901 576 et US-A-6 626 008. Dans US-A-5 379 598 une fraction de l'air d'alimentation est recomprimée par 10 un surpresseur, suivi d'un compresseur à froid, pour donner un débit pressurisé nécessaire à la vaporisation de l'oxygène. Cette approche possède encore au moins deux compresseurs, et l'unité de purification fonctionne encore sous une basse pression. Un procédé de compression à froid, tel que décrit dans US-A-5 475 980, fournit 15 une technique pour commander une unité de production d'oxygène avec un compresseur d'air unique. Dans ce procédé, de l'air à distiller est refroidi dans l'échangeur de chaleur, puis est de nouveau comprimé par un surpresseur commandé par une machine de détente dont l'effluent est envoyé dans la première colonne d'un procédé à double colonne, celle qui opère à la pression la plus élevée. 20 Ce faisant, la pression de refoulement du compresseur d'air est de l'ordre de 15 bar, ce qui est de même très avantageux pour l'unité de purification. Un inconvénient de cette approche réside dans l'augmentation de la taille de l'échangeur de chaleur en raison du recyclage supplémentaire de l'écoulement, qui est représentatif d'une unité de compression à froid. Il est possible de réduire la taille de 25 l'échangeur en ouvrant les approches de température de l'échangeur. Cependant, cela conduirait à une utilisation inefficace de l'énergie, et à une pression de refoulement plus élevée du compresseur, ce qui augmenterait le coût. Dans US-A-5 596 885, une partie de l'air d'alimentation est soumise à une compression plus poussée dans un surpresseur à chaud, pendant qu'au moins une 30 partie de l'air est encore comprimée dans un surpresseur à froid. L'air provenant des deux surpresseurs est liquéfié, et une partie de l'air comprimé à froid est détendue dans une turbine Claude. 3066809 4 US-A-5 901 576 décrit différents arrangements de schémas de compression à froid utilisant la détente d'un liquide riche vaporisé du fond de la première colonne, ou la détente de l'azote haute pression pour entraîner le compresseur à froid. Dans certains cas, on a aussi utilisé des compresseurs à froid entraînés par un moteur. 5 Ces procédés fonctionnent aussi avec de l'air d'alimentation approximativement à la pression de la première colonne et, dans la plupart des cas, on a aussi besoin d'un surpresseur. US-A-6 626 008 décrit un cycle de pompe à chaleur utilisant un compresseur à froid pour améliorer le processus de distillation pour la production d'oxygène de faible 10 pureté pour un procédé de production d'oxygène à double vaporiseur. Une faiblepression d'air, et un surpresseur, sont aussi représentatifs de ce type de procédé. EP-A-1 972 872 décrit des moyens pour améliorer les procédés ci-dessus faisant appel à un compresseur à froid, en particulier par introduction de la totalité 15 des débits d'air d'alimentation dans les colonnes à une température proche de la température de la colonne en le point où le débit est introduit, dans le but de réduire l'irréversibilité thermodynamique du système. Mais elle exige l'addition d'au moins un étage additionnel de compression. La présente invention vise donc à résoudre les inconvénients de ces procédés, 20 en particulier par introduction de tous les débits d'air d'alimentation dans les colonnes à une température proche de la température de la colonne en le point où le débit est introduit, dans le but de réduire l'irréversibilité thermodynamique du système sans ajouter un étage additionnel de compression. Le coût global des produits d'une unité de production d'oxygène peut donc être réduit. L'amélioration principale est due à 25 l'utilisation d'un surpresseur d'air (Booster Air Compressor (BAC)) pour recycler l'air une fois qu'il a été utilisé pour récupérer la chaleur produite par la vaporisation d'un liquide haute pression dans l'échangeur de chaleur principal. Tous les pourcentages mentionnés sont des pourcentages en moles. Selon la présente invention, il est prévu un procédé pour séparer l'air par 30 distillation cryogénique dans un système de colonnes comprenant une première colonne et une deuxième colonne opérant à une plus basse pression que la première colonne, comprenant les étapes de : i) compression de la totalité de l'air d'alimentation dans un premier compresseur jusqu'à une première pression de sortie d'au plus un bar supérieure à la pression de 3066809 5 la première colonne, de préférence sensiblement égale à la pression de la première colonne, ii) envoi d'une première partie de l'air sous la première pression de sortie à un deuxième compresseur, et compression de l'air à une deuxième pression de sortie, 5 iii) refroidissement et condensation d'au moins une partie de l'air sous la deuxième pression de sortie dans un échangeur de chaleur, iv) prélèvement du liquide d'une colonne du système de colonnes, pressurisation du liquide et vaporisation du liquide par échange de chaleur dans l'échangeur de chaleur, 10 y) détente d'au moins une fraction de l'air refroidi et condensé sous la deuxième pression de sortie jusqu'à une pression intermédiaire comprise entre la première pression de sortie et la deuxième pression de sortie, au moins vaporisation partielle dudit air dans l'échangeur de chaleur, éventuellement chauffage dudit air dans l'échangeur de chaleur, envoi d'au moins une partie de cet air au deuxième 15 compresseur pour être comprimée jusqu'à la deuxième pression de sortie et vi) de l'air épuré et refroidi est envoyé du premier compresseur au système de colonnes pour s'y séparer. Selon d'autres aspects facultatifs de l'invention - la détente est réalisée dans au moins une vanne. 20 - la détente est réalisée dans au moins une turbine et produit du travail. - la température de l'au moins une fraction avant détente est inférieure à la somme de la température de la vaporisation du liquide et l'approche de température minimale dans l'échangeur de chaleur. - le deuxième compresseur est un compresseur multi-étages. 25 - ladite au moins une troisième pression est au moins la pression d'entrée de l'un des étages du deuxième compresseur. - un étage du deuxième compresseur est entraîné par une machine de détente d'un fluide du procédé. - la température d'entrée de la machine de détente est inférieure à la 30 température ambiante. - au moins un étage du deuxième compresseur a une température d'aspiration inférieure à la température ambiante. - la température d'aspiration est supérieure à la température de vaporisation du liquide, mais en est proche. 3066809 6 - le liquide est un débit enrichi en oxygène. - le liquide est un débit enrichi en azote. - le débit de production du ou des produits liquides n'est pas supérieur à 10% de l'air d'alimentation, de préférence n'est pas supérieur à 5% de l'air 5 d'alimentation. Selon un autre aspect de l'invention, il est prévu un appareil pour séparer l'air par distillation cryogénique dans un système de colonnes comprenant une première colonne et une deuxième colonne opérant à une plus basse pression que la première colonne, comprenant en outre : 10 i) un premier compresseur pour comprimer l'air d'alimentation jusqu'à une première pression de sortie d'au moins un bar supérieure à la pression de la première colonne, de préférence sensiblement égale à la pression de la première colonne, ii) un deuxième compresseur et un moyen pour envoyer une première partie de 15 l'air sous la première pression de sortie au deuxième compresseur pour comprimer l'air jusqu'à une deuxième pression de sortie, iii) un échangeur de chaleur, dans lequel au moins une partie de l'air sous la deuxième pression de sortie est refroidie et condensée, iv) un moyen pour soutirer le liquide d'une colonne du système de colonnes, un 20 moyen pour pressuriser le liquide, un moyen pour envoyer le liquide pressurisé à l'échangeur de chaleur, et un moyen pour soutirer le liquide vaporisé de l'échangeur de chaleur, y) un moyen pour détendre une fraction de l'air refroidi et condensé sous la deuxième pression de sortie, un moyen pour envoyer ledit fluide d'air à l'échangeur 25 de chaleur, un moyen pour envoyer au moins une partie dudit air au deuxième compresseur pour être comprimé jusqu'à la deuxième pression de sortie et vi) des moyens pour envoyer de l'air épuré et refroidi au système de colonnes pour s'y séparer. Selon d'autres aspects facultatifs de l'invention : 30 - le premier stockage et éventuellement le deuxième stockage est indépendant du système de colonnes. -l'appareil comprend une turbine de détente de la fraction de débit auxiliaire comprimé dans le deuxième compresseur. 3066809 7 L'invention va être maintenant décrite plus en détail par référence aux Figures 3, 5 et 6, qui sont des schémas de circulation des fluides représentant des procédés de séparation cryogénique d'air selon l'invention, et la Figure 4, qui est un diagramme d'échange de chaleur pour l'échangeur 5 de la Figure 3. 5 Dans la forme de réalisation de la Figure 3, dans une unité de séparation d'air 1, on utilise une double colonne 2, comprenant une première colonne 8 et une deuxième colonne 9 mis à disposition, reliées thermiquement par un rebouilleur/condenseur 10. La totalité de l'air d'alimentation est comprimée dans le compresseur 6 à une pression d'au moins un bar supérieure à la pression de la 10 première colonne 8, de préférence sensiblement égale à la pression de la première colonne 8, en permettant une perte de charge dans les conduites intermédiaires, purifiée dans l'unité de purification 7 et subdivisée en trois. Un débit 502 est envoyé à un surpresseur 503, refroidi dans un refroidisseur d'eau (non représenté), puis encore refroidi dans l'échangeur de chaleur 5, puis 15 détendu dans une turbine 501, couplée au surpresseur 503. L'air détendu 502 est envoyé à la deuxième colonne. Une autre partie 507 de l'air est envoyée à l'échangeur de chaleur 5 sous une pression sensiblement égale à celle de la première colonne 8. Le troisième débit 505 est comprimé dans un compresseur 230 et envoyé à 20 l'échangeur de chaleur, où il se condense. Dans ce cas, on considère que le compresseur 230 est un compresseur centrifuge à quatre étages 230A, 230B, 230C et 230D, par exemple du type à multiplication de vitesse intégrée refroidi par des refroidisseurs intermédiaires d'eau 232A, 232B, 232C et un refroidisseur final 232D. La pression d'aspiration du compresseur est de 5,5 bar abs, les pressions 25 intermédiaires sont de 10,2 bar abs, 18,9 bar abs et 35,1 bar abs, et la pression finale de sortie est de 65 bar abs. Le débit d'aspiration est de 26,5% du débit total de l'air. L'air liquéfié est subdivisé entre la première colonne 8, la deuxième colonne 9, et les fractions à détendre dans les vannes 116A, 116B et 116C. Un débit de liquide enrichi en oxygène LR est détendu et envoyé de la première 30 colonne à la deuxième colonne. Un débit de liquide enrichi en azote LP est détendu et envoyé de la première colonne à la deuxième colonne. De l'azote liquide pur NLMP est produit par la première colonne 8, de nouveau refroidi dans l'échangeur de chaleur 24 et détendu dans la vanne 143 et envoyé au stockage 144. L'azote gazeux haute pression 39 est soutiré en tête de la première colonne et chauffé dans 3066809 8 l'échangeur de chaleur pour former un débit de produit 40. L'oxygène liquide OL est soutiré du fond de la deuxième colonne 9, pressurisé par une pompe 37 et envoyé en partie sous forme d'un débit 38 à l'échangeur de chaleur 5, où il se vaporise par échange de chaleur avec l'air pressurisé pour former de l'oxygène gazeux 5 pressurisé. Le reste de l'oxygène liquide 52 est soutiré sous forme d'un produit liquide. Un débit gazeux NR de tête, enrichi en azote, est soutiré de la deuxième colonne 9, chauffé dans l'échangeur de chaleur 5 sous forme d'un débit 33. De l'argon est produit par utilisation de la colonne d'argon impur 3 et d'argon pur 4. La colonne d'argon impur est alimentée par le débit 16 provenant de la 10 deuxième colonne 9. Un débit de liquide 17 est envoyé de la base de la colonne d'argon impur 3 à la deuxième colonne 9. Le liquide enrichi en oxygène est envoyé au condenseur de tête 12 de la colonne 3 par la vanne 26 et évaporé pour former le débit 27, qui est renvoyé à la deuxième colonne. Un débit de produit 19 est envoyé au condenseur 20, et, de là, forme le débit 19. Le débit 19 est condensé dans 15 l'échangeur de chaleur 20 et subdivisé en un débit 48 qui est envoyé au débit de déchets 33 au point d'intersection 50, et un autre débit. L'autre débit est envoyé par la vanne 21 à la colonne 4. La colonne d'argon pur 4 produit un débit de produit 45. Le condenseur de tête 13 de la colonne d'argon pur 4 est alimenté par le liquide LP riche en azote 20 provenant de la première colonne par l'intermédiaire de la vanne 34, et l'azote vaporisé est soutiré par la vanne 35 sous forme d'un débit 33 et refroidi dans le sous-refroidisseur 24. Le rebouilleur de fond 14 de la colonne d'argon pur est chauffé par utilisation d'air, et l'air liquéfié 23 est envoyé à la première colonne. Un débit de purge 46 est de même soutiré. 25 Le liquide 43 riche en azote est recueilli par l'intermédiaire de la vanne 143 dans le stockage 144. Le condenseur 20 est alimenté par le liquide LP riche en azote par l'intermédiaire de la vanne 31, et le liquide vaporisé est envoyé par la vanne 32 au débit de déchets 33. 30 Après refroidissement et condensation dans l'échangeur de chaleur 5 vers l'extrémité froide de l'échangeur de chaleur, le débit d'air 505 sous 65 bar est subdivisé en deux. Une partie de l'air est détendue dans la vanne 231 et envoyée aux colonnes 8 et 9 sous forme liquide. 3066809 9 Le reste de l'air 107 est subdivisé en trois fractions 107A, 107B, 107C. La fraction d'air 107A recyclée entre le premier étage 230A et le deuxième étage 230B correspond à 1,08% du débit d'air total. Elle est détendue dans la vanne 116A de 65 bar abs à environ 10,2 bar abs et introduite dans l'échangeur de chaleur 5, où elle 5 est vaporisée, chauffée après vaporisation pour donner un air de recyclage 107A. La fraction d'air 107B recyclée entre le deuxième étage 230B et le troisième étage 230C correspond à 0,84% du débit d'air total. Elle est détendue dans la vanne 116B de 65 bar abs à environ 18,9 bar abs et introduite dans l'échangeur de chaleur 5, où elle est vaporisée, chauffée après vaporisation pour donner un air de recyclage 10 107B. La fraction d'air 107C recyclée entre le troisième étage 230C et le quatrième étage 230D correspond à 22,08% du débit d'air total. Elle est détendue dans la vanne 116C de 65 bar abs à environ 35,1 bar abs et introduite dans l'échangeur de chaleur 5, où elle est vaporisée, chauffée après vaporisation pour donner un air de 15 recyclage 107C. Ces trois fractions d'air représentent un débit total d'air de recyclage de 24% du débit d'air total, ce qui signifie que le fluide 505 correspond à un débit de 50,5% du débit d'air total, et que le débit par la vanne 231 est de 26,5%. La vaporisation des trois fractions d'air 107A, 107B et 107C a lieu dans l'échangeur de chaleur 5 20 respectivement à des températures d'environ -166°C, -155°C et -142°C, comme on peut le voir sur la Figure 4, ce qui est inférieur à la température de vaporisation de l'oxygène, qui est d'environ -125°C. Un séparateur de phase devrait être ajouté si le débit détendu est un fluide diphasique, la phase liquide étant introduite dans l'échangeur de chaleur 5 et la phase vapeur étant mélangée au débit 107. Le terme 25 "condensation" recouvre la condensation d'une forme vapeur à une forme liquide ou partiellement liquide. Il recouvre aussi la pseudo-condensation d'un fluide supercritique quand il est refroidi d'une température supérieure à la température supercritique à une température inférieure à la température supercritique. La Figure 4 présente le diagramme d'échange correspondant au procédé de la 30 Figure 3. Une variante moins optimisée de la Figure 3 devrait impliquer la subdivision du débit 107 en une ou deux fractions et le recyclage de ces fractions, après vaporisation, avec retour au compresseur 230. 3066809 10 Pour simplifier le procédé décrit ci-dessus, considérant les faibles débits de 107A et de 107B, il est possible de conserver une fraction d'air recyclé unique 107C. Les vannes, 231, 116A, 116B et 116C pourraient être remplacées par des turbines à liquide, c'est-à-dire un système de détente produisant du travail dans le 5 but de diminuer l'irréversibilité associée à la détente isenthalpique. Ces turbines à liquide pourraient installées en parallèle ou en série. Le compresseur 230, dans le cas de base, est considéré comme étant une machine entraînée par un moteur, mais pourrait aussi être entraîné par une turbine à vapeur ou une turbine à gaz (le même que celui pour le Compresseur d'Air Principal 10 6). En tant que variante, l'un quelconque des quatre étages de compresseur 230A, 230B, 230C et 230D pourrait être entraîné par une machine de détente de l'un quelconque des fluides de ce procédé de séparation cryogénique d'air, de préférence à basse température. En outre, l'un quelconque des quatre étages de compresseur 230A, 230B, 230C et 230D pourrait avoir une température d'aspiration inférieure à la 15 température ambiante, de préférence légèrement supérieure à la température de vaporisation de l'oxygène, à environ -125°C. En termes d'énergie spécifique (kWh/Nm3 d'02), si la technique antérieure correspond à 100, l'énergie spécifique nécessaire à la production d'oxygène sous 40 bar abs selon l'invention est de 92,9, c'est-à-dire un gain de 7,1%. 20 Les fractions 107A, 107B, 107C pourraient être séparées de la partir de l'air passant par 231 et extraites de l'échangeur de chaleur 5 à une température supérieure à la température de l'extrémité froide de l'échangeur de chaleur 5. Le procédé peut être modifié pour vaporiser l'azote liquide pompé, en tant que débit additionnel ou en tant que débit remplaçant le débit d'oxygène pompé. 25 Il est de même possible d'utiliser un cycle d'azote (plutôt qu'un cycle d'air). Dans ce cas, le compresseur 230 devrait être alimenté par au moins une partie de l'azote gazeux haute pression 40. Il est de même possible d'utiliser l'invention pour réduire la pression de calcul de l'échangeur de chaleur 5, c'est-à-dire la deuxième pression d'air avec une plus 30 faible pénalité d'énergie grâce au recyclage du débit 107. Les procédés illustrés présentent des systèmes à double colonne, mais on comprendra aisément que l'invention s'applique à des systèmes à triple colonne. 3066809 11 Ils pourraient aussi être utilisés avec des cycles de procédé produisant de l'oxygène de faible pureté (habituellement, de 1'02 à 95% au lieu d'02 à 99,5%), tels que les cycles de procédé "à double vaporiseur". Dans la forme de réalisation de la Figure 5, il est prévu d'exploiter le système 5 de la Figure 3 pour récupérer du froid de l'oxygène liquide d'une manière plus indépendante à partir de l'unité de séparation d'air 101. En particulier, des tampons liquides 131, 152 sont ajoutés à l'unité de stockage, et libèrent des liquides cryogéniques pour décorréler la production d'oxygène par I'ASU de la consommation par le client. En outre, il permet de réduire la 10 consommation d'énergie aux heures de pointe sans réduire le débit d'oxygène allant vers l'utilisateur final, et l'augmentation de la consommation d'hydrogène aux heures creuses, sans augmentation du débit d'oxygène vers l'utilisateur final. L'air d'alimentation est comprimé dans le compresseur 6 et purifié dans l'unité de purification 7 et subdivisé en deux. 15 Un débit 505 est comprimé dans un compresseur 230 et est envoyé à l'échangeur de chaleur, où il subit une condensation partielle, ou "pseudocondensation", car il se trouve au-delà de la pression critique. Dans ce cas, on considère que le compresseur 230 est un compresseur centrifuge à quatre étages 230A, 230B, 230C et 230D, par exemple du type à multiplicateur de vitesse intégré, 20 refroidi par des refroidisseurs intermédiaires d'eau 232A, 232B, 232C et un refroidisseur final 232D. La pression d'aspiration du compresseur est de 5,5 bar abs, les pressions intermédiaires sont de 10,2 bar abs, 18,9 bar abs et 35,1 bar abs, pression finale 65 bar abs. Le débit d'aspiration est de 23% du débit d'air total quand aucun liquide cryogénique n'est stocké ou déstocké. 25 Le débit 505 est divisé en un premier débit secondaire 505A, qui va directement à l'échangeur de chaleur 5, et un deuxième débit secondaire, qui va à l'unité de réfrigération 102 pour être refroidi à -5°C et introduit dans l'échangeur de chaleur 5. En un point intermédiaire de l'échangeur de chaleur 5, à une température de -124°C, une première fraction de l'air haute pression est soutirée et envoyée au 30 machine de détente à deux phases 116D, réintroduit dans l'échangeur de chaleur 5 pour être chauffé et recyclé à 35,1 bar abs dans le compresseur 230 au niveau de l'étage 230D en tant que débit 107D. Cette première fraction a un débit de 18,4% du débit d'air total. 3066809 12 Une deuxième fraction est refroidie à -192,2°C par passage complet à travers l'échangeur de chaleur 5 et est détendue dans la vanne 231 pour être envoyée à l'unité de stockage 131 d'air liquide (LAIR) en tant que débit 234. Le débit de cette deuxième fraction n'est que de 23% du débit d'air total provenant du compresseur 5 d'air principal 6. Une fraction 107 est soutirée de l'extrémité froide de l'échangeur de chaleur 5 et subdivisée en trois. La fraction d'air 107A recyclée entre le premier étage 230A et le deuxième étage 230B correspond à 1,1% du débit d'air total. Elle est détendue dans la vanne 116A de 65 bar abs à environ 10,2 bar abs et introduite dans 10 l'échangeur de chaleur 5, où elle est évaporée, chauffée après vaporisation pour donner un air de recyclage 107A. La fraction d'air 107B recyclée entre le deuxième étage 230B et le troisième étage 230C correspond à 3,15% du débit d'air total. Elle est détendue dans la vanne 116B de 65 bar abs à environ 18,9 bar abs et est introduite dans l'échangeur de 15 chaleur 5, où elle est vaporisée, chauffée après vaporisation pour donner un air de recyclage 107B. La fraction d'air 107C est détendue dans la vanne 116C de 65 bar abs à environ 1,2 bar abs et est introduite dans l'échangeur de chaleur 5, où elle est vaporisée, chauffée après vaporisation pour donner un air de recyclage 107C qui 20 peut être utilisé pour régénérer des purificateur d'air si l'ASU 101 n'est pas en marche. Elle représente 4,45% du débit d'air total. Ces trois fractions d'air 107A, 1076, 107C, et la première fraction d'air détendue dans la turbine 116D représentent un débit total d'air de recyclage de 27,1% du débit d'air total provenant du compresseur 230, ce qui signifie que le fluide 505 représente 25 50,1% du débit d'air total provenant du compresseur principal 6, et le débit passant par la vanne 231 correspond à 23% du débit d'air total. Une cuve de stockage d'oxygène liquide 152 alimentée par l'ASU 101 fournit l'oxygène 151 au système. Une pompe d'oxygène liquide 37 pressurise l'oxygène jusqu'au niveau de pression requis avant introduction dans l'échangeur de chaleur 5, 30 où il subit une vaporisation ou une pseudo-vaporisation. L'ASU 101 est alimentée par un air 510 provenant du même compresseur 6 (MAC) et par l'air liquide 235 qui est utilisé pour compenser la production d'oxygène liquide 150. 3066809 13 Le débit 510 est refroidi dans un échangeur de chaleur indépendant de l'échangeur de chaleur 5 par échange de chaleur avec l'azote gazeux provenant de l'unité de séparation d'air (non représentée). Il est possible de refroidir le débit froid 510 dans l'échangeur de chaleur 5, mais cela rendrait le système moins flexible. 5 Il est de même possible d'avoir l'unité de séparation d'air et ce système de récupération du froid en des emplacements distincts. Dans ce cas, on aurait un système de compresseur fournissant de l'air à l'ASU et un autre système compresseur fournissant de l'air au système de récupération de froid, et le transport de l'air liquide 235 et de l'oxygène liquide 150 peut être réalisé par camion ou 10 canalisation. Les stockages de liquide 152 et 131 doivent aussi être doublés sur chaque site. Il pourrait aussi y avoir des systèmes compresseurs distincts fournissant de l'air à l'ASU et au système de récupération de froid quand les deux unités se trouvent sur le même emplacement, si cela est considéré comme étant plus commode et/ou plus 15 efficace. C'est particulièrement le cas quand les deux unités ne fonctionnent pas simultanément à la même capacité. Un compresseur unique exigerait une dynamique de mesure précise et perdrait son efficacité à faible capacité. Avec des systèmes de compresseurs différents, il est possible d'optimiser la dynamique de mesure sur chaque machine. 20 Pour simplifier le procédé décrit ci-dessus, considérant les faibles débits de 107A et de 107B, il est possible de maintenir une fraction d'air recyclé unique 107D et de l'air basse pression vers l'unité de purification 107C. Les vannes 231, 116A, 116B et 116C pourraient être remplacées par des turbines détendant du liquide, c'est-à-dire un système de détente produisant du 25 travail, dans le but de diminuer l'irréversibilité associée à la détente isenthalpique. Ces turbines détendant du liquide pourraient être installées en parallèle et/ou en série. Pendant les périodes creuses, quand le coût de l'électricité est inférieur à une valeur donnée, l'unité de séparation d'air fonctionne de telle sorte que la quantité 30 d'oxygène liquide stockée dans la cuve de stockage 152 augmente. La quantité d'oxygène liquide vaporisée dans l'échangeur de chaleur 5 est inférieure à l'oxygène liquide produit par l'unité de séparation d'air. 3066809 14 Aucun air n'est envoyé à la vanne 116C, et l'unité de purification 7 est régénérée par utilisation d'un débit d'azote provenant de l'unité de séparation d'air 101. Les débits d'air 510 sont envoyés à l'unité de séparation d'air par l'intermédiaire 5 d'un échangeur de chaleur indépendant de l'échangeur de chaleur 5, et un débit d'air 235 est envoyé à l'unité de séparation d'air à partir de la cuve de stockage 131, et l'oxygène liquide 150 est envoyé à la cuve de stockage 152. Cependant, la quantité d'air liquide envoyée à la cuve 131 dépasse la quantité d'air qui en est soutirée, et la quantité d'oxygène liquide envoyée à la cuve 152 dépasse la quantité d'oxygène 10 liquide qui en est soutirée. Pendant les périodes de pointe, quand le coût de l'électricité est supérieur à une valeur donnée, l'unité de séparation d'air ne fonctionne pas, ou fonctionne à faible capacité, habituellement de 50% ou moins de la capacité maximale, même si l'oxygène total produit est très supérieur à 50% de la capacité maximale. Aucun air 15 n'est envoyé à l'unité de séparation d'air par les débits 510 et 235. L'oxygène liquide stocké dans la cuve 152 est vaporisé pour donner le débit d'oxygène gazeux. La régénération de l'unité de purification 7 est réalisée par utilisation du débit 107C. L'air liquide produit par la vaporisation de l'oxygène liquide est stocké dans la cuve de stockage 131 pendant les périodes de pointe, et aucun air gazeux ou liquide 20 n'est envoyé à l'unité de séparation d'air 101. Le procédé peut être modifié pour vaporiser l'azote liquide pompé en tant que débit additionnel, ou en tant que débit remplaçant le débit d'oxygène pompé. Il est de même possible d'utiliser un cycle d'azote (plutôt qu'un cycle d'air), comme on le voit sur la Figure 6. Dans ce cas, le compresseur 230 est alimenté par 25 au moins une partie de l'azote gazeux haute pression 40. Mais, dans ce cas, il est nécessaire d'avoir une source d'azote disponible, provenant de l'unité de séparation d'air 101 fonctionnant à capacité réduite, ou d'autres unités de séparation d'air, en option par l'intermédiaire d'une conduite d'azote. C'est la raison pour laquelle c'est l'air qui est le fluide préféré pour une telle application, car il est disponible 30 indépendamment de toute unité de séparation d'air. Dans ce cas, la totalité de l'air d'alimentation est comprimée dans le compresseur d'air principal 6 jusqu'à la pression requise pour la séparation d'air dans l'ASU 101. 3066809 15 L'azote comprimé est refroidi et condensé dans l'échangeur de chaleur 5. L'azote comprimé est ensuite subdivisé en au moins deux portions, trois portions étant présentées ici, détendu à au moins deux pressions différentes, et vaporisé dans l'échangeur de chaleur 5. 5 L'azote vaporisé provenant des vannes 116A et 1166 est renvoyé à des positions intermédiaires du compresseur d'azote 230, et l'azote vaporisé provenant de la vanne 116C peut servir à régénérer l'unité de purification si l'unité de séparation d'air ne fonctionne pas. L'azote liquide produit 234 est détendu dans la vanne 231 et stocké dans l'unité 10 de stockage 131 pour utilisation. Ainsi, l'oxygène liquide peut être vaporisé contre l'azote dans les périodes au cours desquelles l'unité de séparation d'air ne fonctionne pas, par exemple les périodes au cours desquelles l'électricité est particulièrement onéreuse. Ces variantes de l'invention pourraient être utilisées pour récupérer le froid d'un 15 système de secours d'oxygène/azote liquide dans le cas d'une indisponibilité planifiée (maintenance) ou non planifiée (incident) de la ou des unités de séparation d'air. Les procédés illustrés présentent des systèmes à double colonne, mais on comprendra aisément que l'invention s'applique à des systèmes à triple colonne. Elle 20 pourrait aussi être utilisée avec des cycles de procédé produisant de l'oxygène de faible pureté (habituellement de 1'02 à 95% au lieu d'02 à 99,5%), tels que des cycles de procédé "à double vaporiseur". 25 REVENDICATIONS1. Procédé de séparation d'air par distillation cryogénique dans un système de colonnes comprenant une première colonne et une deuxième colonne opérant à une plus basse pression que la première colonne, comprenant les étapes de : i) compression de la totalité de l'air d'alimentation dans un premier compresseur (6) jusqu'à une première pression de sortie d'au plus un bar supérieure à et de préférence sensiblement égale à la pression de la première colonne, ii) envoi d'une première partie de l'air (505) sous la première pression de sortie à un deuxième compresseur (230), et compression de l'air à une deuxième pression de sortie, iii) refroidissement et condensation d'au moins une partie de l'air sous la deuxième pression de sortie dans l'échangeur de chaleur (5), iv) envoi d'un débit d'air gazeux sous la première pression de sortie au système de colonnes, sans compression plus poussée, et séparation de l'air dans le système de colonnes, y) prélèvement du liquide d'une colonne du système de colonnes, pressurisation du liquide et vaporisation du liquide (38) par un échange de chaleur dans l'échangeur de chaleur, et vi) détente d'au moins une fraction de l'air refroidi et condensé, de la deuxième pression de sortie à au moins une troisième pression, vaporisation au moins partielle dudit air (107A, 107B, 107C) dans l'échangeur de chaleur sous l'au moins une troisième pression, éventuellement, chauffage dudit air au moins partiellement vaporisé dans l'échangeur de chaleur, envoi d'au moins une partie vaporisée de cet air au deuxième compresseur (230) pour être comprimé jusqu'à la deuxième pression de sortie, la troisième pression étant intermédiaire entre la première pression de sortie et la deuxième pression de sortie. 2. Procédé selon la revendication 1, dans lequel la détente est réalisée dans au moins une vanne. 3066809 17 3. Procédé selon la revendication 1, dans lequel la détente est réalisée dans au moins une turbine et produit du travail. 4. Procédé selon la revendication 1, dans lequel la température de l'au moins 5 une fraction avant détente est inférieure à la somme de la température de la vaporisation du liquide et l'approche de température minimale dans l'échangeur de chaleur. 5. Procédé selon la revendication 1, dans lequel le deuxième compresseur 10 est un compresseur multi-étages. 6. Procédé selon la revendication 5, dans lequel ladite au moins une troisième pression est au moins la pression d'entrée de l'un des étages du deuxième compresseur. 15 7. Procédé selon l'une quelconque des revendications précédentes, dans lequel un étage du deuxième compresseur est entraîné par une machine de détente sur un fluide du procédé. 20 8. Procédé selon la revendication 7, dans lequel la température d'entrée de la machine de détente est inférieure à la température ambiante. 9. Procédé selon l'une quelconque des revendications précédentes, dans lequel au moins un étage du deuxième compresseur a une température d'aspiration 25 inférieure à la température ambiante. 10. Procédé selon la revendication 9, dans lequel la température d'aspiration est supérieure à la température de vaporisation du liquide, mais en est proche. 30 11. Procédé selon l'une quelconque des revendications précédentes, dans lequel le liquide est un débit enrichi en oxygène. 12. Procédé selon l'une quelconque des revendications précédentes, dans lequel le liquide est un débit enrichi en azote. 3066809 18 13. Procédé selon l'une quelconque des revendications précédentes, dans lequel le débit de production du ou des produits liquides finaux n'est pas supérieur à 10% de l'air d'alimentation, de préférence n'est pas supérieur à 5% de l'air 5 d'alimentation. 14. Appareil pour séparer l'air par distillation cryogénique dans un système de colonnes comprenant une première colonne et une deuxième colonne opérant à une plus basse pression que la première colonne, comprenant en outre : 10 i) un premier compresseur (6) pour comprimer l'air d'alimentation à une première pression de sortie, d'au plus un bar supérieure à la pression de la première colonne, ii) un deuxième compresseur (230) et un moyen pour envoyer une première partie de l'air sous la première pression de sortie au deuxième compresseur pour 15 comprimer l'air à une deuxième pression de sortie, iii) un échangeur de chaleur (5), dans lequel au moins une partie de l'air sous la deuxième pression de sortie est refroidie et condensée, iv) un moyen pour prélever le liquide d'une colonne du système de colonnes, un moyen (37) pour pressuriser le liquide, un moyen pour envoyer le liquide pressurisé 20 à l'échangeur de chaleur, et un moyen pour prélever le liquide vaporisé de l'échangeur de chaleur, et y) un moyen pour détendre une fraction de l'air refroidi et condensé sous la deuxième pression de sortie, un moyen pour envoyer ledit air détendu à l'échangeur de chaleur et un moyen pour envoyer au moins une partie dudit air détendu, de 25 l'échangeur de chaleur au deuxième compresseur, pour le comprimer à la deuxième pression de sortie et vi) des moyens pour envoyer de l'air épuré et refroidi au système de colonnes pour s'y séparer. 30