FR 2967485 A1 20120518 FR 1059389 A 20101116 La présente invention est relative â une installation de purification d'un flux gazeux comprenant au moins 50% de COz présentant des fonctions de compression modifiées. Afin de réduire les émissions de COz d'origine humaine dans l'atmosphère, des procédés de capture du COz générés dans un procédé donné sont développés. Il s'agit d'extraire le COz d'un gaz généré par le procédé, éventuellement de le purifier et enfin, en général, de le comprimer afin de le transporter dans un pipeline. L'une des voies du traitement du COz consiste â distiller le flux gazeux riche en COz dans une unité de purification cryogénique. Dans une telle unité, il y a plusieurs étapes de compression dont au moins 2 compressions majeures : - la compression du gaz d'entrée ; le gaz d'entrée pouvant être des fumées issues d'un procédé tel qu'un procédé de purification par adsorption ou un procédé de haut-fourneau ; et - la compression du COz produit en vue de sa condensation ou compression vers un pipeline. Habituellement ces deux fonctions de compression sont séparées en utilisant une machine par fonction. Cependant, l'emploi d'une machine par fonction de compression conduit â une installation présentant un coût élevé, nécessitant plus de pièces de rechange (« bull gear» , moteur, arbre). La solution est aussi moins fiable car présentant plus de machines tournantes, par ailleurs, l'espace au sol requis est plus important. Dès lors, un problème qui se pose est de fournir une installation de purification d'un flux gazeux comprenant au moins 50% de COz, présentant une meilleure gestion de la fonction de compression. Une solution de l'invention est une installation de purification d'un flux gazeux 25 comprenant au moins 50% de COz comprenant : (i) un premier compresseur 2 pour compresser le flux gazeux ; (ii) un échangeur de chaleur 3 pour refroidir le flux gazeux comprimé, (iii) une colonne de distillation 6 pour séparer le dioxyde de carbone, et (iv) un compresseur final 16 pour comprimer le flux de dioxyde de carbone purifié et vaporisé, 30 â sa pression de production, caractérisée en ce que le premier compresseur 2 et le compresseur final 16 sont intégrés sur un même arbre de compression au sein d'un compresseur â multiplicateur intégré. Aussi, les deux fonctions principales de compression sont intégrées sur un même compresseur multiplicateur. Cela conduit â une machine plus compliquée (7 ou 8 étages au lieu de moins de 6) mais nettement moins chère que la somme des autres. Les coûts d'installation et de maintenance sont aussi réduits. L'entrainement (moteur, turbine â vapeur ou â gaz) étant aussi d'une puissance plus importante, son efficacité sera plus élevée. L'installation selon l'invention comprend de préférence : (v) un premier pot séparateur 4, placé en aval de l'échangeur de chaleur 3 et en amont de la colonne de distillation 6, pour séparer le gaz de tête du liquide produit dans l'échangeur de chaleur 3 ; (vi) un second pot séparateur 20 placé sur la ligne du gaz de tête issu du premier pot séparateur 6 ; (vii) un second compresseur 17 placé entre le premier et le second pot séparateur 4 et 20 ; (viii) au moins deux turbines de détente 23 et 24 des incondensables sur la ligne du gaz de tête issu du second pot séparateur 20 ; et (ix) au moins un compresseur intermédiaire 12 ou 13 pour comprimer un flux liquide issu de la colonne de distillation 6 et préalablement divisé et vaporisé dans l'échangeur de chaleur 3, caractérisée en ce que les roues de compression du second compresseur et du compresseur intermédiaire sont entraînées par les roues de détente des turbines de détente des incondensables. Notons que l'agencement roue de compression - roue de détente s'appellera par la suite agencement « turbine-booster ». Notons également que cet agencement préférentiel de l'installation selon l'invention permet de réduire de 20% le coût total de l'installation par rapport â une installation selon l'art antérieur. Un tel agencement permet de réduire la pression de refoulement du premier compresseur 2 et la pression d'aspiration du compresseur final 16, et donc de réduire le nombre d'étages du compresseur multiplicateur ; en effet, le taux de compression maximum par étage est d'environ 2 pour éviter de trop chauffer le gaz et de trop dégrader l'efficacité de compression. De plus, les unités «turbine-booster» sont des unités standards et modulaires, dont l'installation est plus simple et moins chère que les compresseurs standards. De préférence, le flux liquéfié sortant de la colonne de distillation, enrichi en CO2, est divisé pour être vaporisé â au moins 3 niveaux de pression ; trois flux gazeux â 3 niveaux de pression sont ainsi récupérés ; le premier et le deuxième flux gazeux récupérés aux pressions les plus basses sont comprimés dans deux compresseurs intermédiaires 12 et 13 â la pression du troisième flux gazeux récupéré avant d'être mélangés â celui-ci. Les incondensables, quant â eux, sont vaporisés puis détendus dans une première turbine de détente 23 , puis divisés en deux flux, eux-mêmes détendus â 2 niveaux de pression respectivement dans une deuxième et troisième turbine de détente 24 et 25. Dans ce cas, on a une installation préférentielle dans laquelle les roues de compression du second compresseur 15 et des deux compresseurs intermédiaires 12 et 13 sont entraînées respectivement par les roues de détente de la première, la seconde et la troisième turbine de détente des incondensables (23, 24 et 25). Le procédé selon l'invention va être décrit plus en détail â l'aide de la Figure 1. La Figure 1 montre un appareil de séparation d'un débit ayant comme un des composants principaux du dioxyde de carbone 1, contenant au moins 50% mol., voire au moins 70% mol. de dioxyde de carbone ainsi que des impuretés légères, telles que l'azote et l'oxygène. Le débit est comprimé dans un premier compresseur 2 puis le débit comprimé est refroidi dans un échangeur de chaleur 3. Après séparation dans un pot séparateur 4, le liquide produit est détendu dans une vanne 5 puis envoyé en tête d'une colonne 6. Dans cette colonne 6, le liquide se sépare pour former un gaz de tête et un liquide de cuve 7 (CO2 liquide). Le liquide de cuve 7 est divisé en 3 au moyen d'un diviseur 8. Les 3 débits sont détendus dans des vannes 9, 10 et 11 â trois pressions différentes. Les 3 débits liquides se vaporisent dans l'échangeur 3. Deux des trois débits sont comprimés dans les compresseurs intermédiaires 12 et 13 et les trois débits, de nouveau â même pression, sont réunis dans un mélangeur 14. Le débit mélangé est comprimé dans un compresseur final 16. Et on récupère un flux 18 enrichi en COz. Ce flux 18 peut être condensé 26 avant d'être pompé â la pression de production. Le gaz 19 issu du pot séparateur 4 se réchauffe dans l'échangeur 7 avant d'être comprimé dans le second compresseur 17 et â nouveau séparé dans un pot séparateur 20. Le liquide 21 produit est alors envoyé après détente en tête de la colonne 6. Le gaz 22 du pot séparateur 20 se réchauffe dans l'échangeur 7 puis est détendus dans les turbines 23 et 24 ou 25. Et on récupère en sortie des incondensables. Selon l'invention : - le premier compresseur 2 et le compresseur final 16 sont intégrés sur un même arbre de compression au sein d'un compresseur multiplicateur ; et - les roues de compression du second compresseur 20 et des deux compresseurs intermédiaires 12 et 13 sont entraînées respectivement par les roues de détente de la première, la seconde et la troisième turbine de détente des incondensables (23, 24 et 25), et peuvent éventuellement être combinées avec celles-ci sur un même multiplicateur. Une telle combinaison réduirait le coût total en réduisant le nombre de machines â installer. La présente invention a également pour objet un procédé de séparation d'un flux gazeux comprenant au moins 50% de COz, mettant en oeuvre une installation selon l'invention, et dans lequel le flux de dioxyde de carbone purifié et vaporisé est comprimé dans le compresseur final 16 â une pression de condensation comprise entre 45 et 110 bars, avant d'être condensé 26 puis pompé â la pression de production comprise entre 80 et 250 bars. Les pressions de fourniture du COz dans les pipelines sont en général supérieures â 150 bars a. Habituellement, le COz est comprimé jusqu'à la pression finale dans un compresseur centrifuge. Le procédé selon l'invention, décrit ci-dessus, se base sur le fait qu'aux environs de 60 bars, le COz peut être condensé à une température proche de la température ambiante. Une fois sous forme condensée (la densité est multipliée par un facteur 3 à 500), pomper le COz consomme beaucoup moins d'énergie que de comprimer la même quantité sous forme gazeuse. Par la suite, on désignera par « compression » le moyen d'élever la pression d'un gaz et par «pompage » le moyen d'élever la pression d'un fluide possédant une densité supérieure à 500 kg/m3, ce qui est la limite acceptable pour des pompes. Notons que le fait de comprimer le flux de dioxyde de carbone dans le compresseur final 16 seulement à la pression de condensation comprise entre 60 et 80 bars permet de gagner un étage de compression au sein du compresseur multiplicateur. Selon le cas le procédé selon l'invention peut présenter une ou plusieurs des caractéristiques suivantes : - le compresseur final 16 est un compresseur volumétrique ou un compresseur centrifuge à vitesse variable ; - le flux de dioxyde de carbone est condensé 26 contre un fluide frigorifique à une température comprise entre -20°C (avec un fluide frigorifique du style ammoniaque) et 40°C (passage en phase dense supercritique) - le fluide frigorifique est choisi entre l'eau et/ou l'air. - le flux de dioxyde de carbone est condensé au moyen d'un cycle frigorifique. - le cycle frigorifique met en oeuvre comme réfrigérant le 1,1,1,2-tétrafluoroéthane. Notons que, à composition donnée, la pression à laquelle il faut comprimer un gaz pour le condenser à une température donnée croît avec la température. Une première amélioration consiste à arrêter la compression à une pression telle que l'on puisse condenser le flux riche en COz avec le moyen de réfrigération disponible sur le site. Ce sera typiquement de l'eau de refroidissement, éventuellement chargée avec une solution anti-gel. La température de l'eau de refroidissement est typiquement 35°C en été et 10°C en hiver. Il serait envisageable de condenser le COz directement dans des tours aéro-réfrigérantes. On gagnerait ainsi l'approche thermique entre le COz et l'eau de refroidissement, ce qui conduirait à des gains en énergie (condensation à plus basse température et donc à plus basse pression). L'utilisation de tours aéro-réfrigérantes évaporatrices, dans lesquelles l'eau est injectée dans l'air sec, au lieu de tours sèches permet : - de bénéficier de la température de bulbe humide plutôt que de celle de bulbe sec comme source froide, on peut ainsi se passer du compresseur plus souvent que dans le cas des tours sèches ; - d'augmenter la puissance évacuée par tour puisque l'on bénéficie de la chaleur latente d'évaporation de l'eau injectée dans l'air sec ; et - de réduire ainsi le nombre de tours. Que le COz soit condensé 26 contre de l'air ou contre de l'eau de refroidissement, la température de condensation évoluera au cours de l'année. Le compresseur devra cependant pouvoir délivrer le COz à la pression maximale, correspondant à la température maximale à laquelle l'usine doit fonctionner. Cette température de dimensionnement peut être classiquement supérieure de 15 à 20°C par rapport à la température moyenne observée sur le site. De plus la température de dimensionnement peut n'être observée que quelques pourcents du temps de l'année. Cela se traduit donc par un surdimensionnement des équipements (compresseur et condenseur de COz) par rapport à l'utilisation la plupart du temps de l'année. Le surdimensionnement implique une pénalité d'investissement (pression de fonctionnement supérieure) et de coût opératoire. En effet, un compresseur centrifuge ne pourra pas réduire significativement sa pression de livraison sans une réduction de son efficacité de compression. Aussi, l'utilisation de compresseurs plus flexibles est ainsi un atout : - un compresseur centrifuge à vitesse variable (grâce à un entraînement par turbine à vapeur ou avec un moteur à vitesse variable) peut permettre de conserver une énergie spécifique de compression correcte pour un compresseur centrifuge. Faire jouer les aubages des compresseurs centrifuges peut également jouer dans une certaine mesure. - les compresseurs volumétriques (à pistons ou à vis par exemple) - bien que plus chers et en général moins efficaces que les compresseurs centrifuges pour des débits importants - offrent une flexibilité de pression de livraison supérieure aux compresseurs centrifuges. Les surcoûts de ces améliorations peuvent être plus qu'effacés par le gain en énergie de compression au cours de l'année lorsque la température de condensation est réduite. Un cycle frigorifique intermédiaire entre la condensation du COz et les conditions ambiante va apporter plus d'avantages encore. Ainsi le réfrigérant CH2F-CF3 (aussi appelé R134a ou 1,1,1,2 Tétrafluoroéthane) peut être condensé à des températures entre -10°C et 55°C à des pressions inférieures à 20 bars. Il peut donc être condensé en toute condition dans une tour aéro-réfrigérante actuellement disponible pour des applications industrielles. Le réfrigérant, une fois condensé est détendu à une pression telle qu'il pourra ensuite être soit condensé à nouveau car sa température de condensation est supérieure à la température de l'air ambiant, soit comprimé dans un compresseur dédié jusqu'à une pression telle qu'il pourra être condensé. L'ajout de ce cycle permet ainsi de lisser les fluctuations de températures locales. D'autre part, en réduisant la pression de vaporisation du réfrigérant, on peut réduire la pression de condensation du COz en dessous de ce qu'offrirait une réfrigération directe sur de l'air. D'autres réfrigérants peuvent être utilisés, y compris le COz lui-même. Mais le réfrigérant idéal présente des pressions d'ébullition à des températures proches de l'ambiante entre 1 et 20 bars a. L'installation du cycle de réfrigération sur un site de capture de COz sera utilement mise â profit pour stabiliser et éventuellement réduire de plusieurs degrés Celsius la température de dimensionnement et la température opératoire de différents équipements de l'usine. Une façon de réduire l'investissement lié aux périodes chaudes consiste â utiliser un éjecteur. Le principe d'un éjecteur est de monter la pression d'un gaz en le mélangeant â l'entrée d'un divergeant avec un liquide de même nature disponible â pression plus élevée et que l'on détend â la pression de la vapeur. L'équipement est statique et donc peu sujet â des défaillances mécaniques. Son coût est aussi nettement plus faible que pour un compresseur. On peut envisager plusieurs utilisations pour l'éjecteur : - l'éjecteur peut être positionné sur le flux de COz, permettant d'augmenter la pression du courant de COz principal de la valeur nécessaire en hiver â la valeur nécessaire en été via un éjecteur transcrrtique. - Il est aussi envisageable de l'appliquer sur le réfrigérant vaporisé (R134a par exemple). Une partie du R134a liquide est pompée, vaporisée (contre de la vapeur par exemple) et sert â remonter la pression - via un éjecteur - du courant principal de R134a qui a été détendu et vaporisé contre le COz â condenser. Pour réduire l'approche thermique (écart minimal de température) entre le COz et le réfrigérant, on peut utiliser des échangeurs compacts â forte surface volumique comme les échangeurs â plaque en aluminium brasé ou en inox soudés par fusion.20 REVENDICATIONS1. Installation de purification d'un flux gazeux comprenant au moins 50% de CO2 comprenant : 5 (i) un premier compresseur (2) pour compresser le flux gazeux ; (ii) un échangeur de chaleur (3) pour refroidir le flux gazeux comprimé, (iii) une colonne de distillation (6) pour séparer le dioxyde de carbone, et (iv) un compresseur final (16) pour comprimer le flux de dioxyde de carbone purifié et vaporisé, à sa pression de production, 10 caractérisée en ce que le premier compresseur et le compresseur final sont intégrés sur un même arbre de compression au sein d'un compresseur à multiplicateur intégré. 2. Installation selon la revendication 1, comprenant : (v) un premier pot séparateur (4), placé en aval de l'échangeur de chaleur (3) et en amont de la 15 colonne de distillation (6), pour séparer le gaz de tête du liquide produit dans l'échangeur de chaleur (3) , (vi) un second pot séparateur (20) placé sur la ligne du gaz de tête issu du premier pot séparateur (4) ; (vii) un second compresseur (17) placé entre le premier et le second pot séparateur ; 20 (viii) au moins deux turbines de détente (23 et 24) des incondensables sur la ligne du gaz de tête issu du second pot séparateur ; et (ix) au moins un compresseur intermédiaire (12 ou 13) pour comprimer un flux liquide issu de la colonne de distillation (6) et préalablement divisé et vaporisé dans l'échangeur de chaleur (3), 25 caractérisée en ce que les roues de compression du second compresseur (17) et du compresseur intermédiaire (12 ou 13) sont entraînées par les roues de détente (23 et 24) des turbines de détente des incondensables. 3. Procédé de séparation d'un flux gazeux comprenant au moins 50% de CO2, mettant en oeuvre 30 une installation selon l'une des revendications 1 ou 2, et dans lequel le flux de dioxyde de carbone purifié et vaporisé est comprimé dans le compresseur final (16) à une pression decondensation comprise entre 45 et 110 bars, avant d'être condensé (26) puis pompé à la pression de production comprise entre 80 et 250 bars. 4. Procédé de séparation selon la revendication 3, caractérisé en ce que le compresseur final 5 (16) est un compresseur volumétrique ou un compresseur centrifuge à vitesse variable. 5. Procédé de séparation selon l'une des revendications 3 ou 4, caractérisé en ce que le flux de dioxyde de carbone est condensé contre un fluide frigorifique à une température comprise entre -20°C et 40°C. 6. Procédé de séparation selon la revendication 5, caractérisé en ce que le fluide frigorifique est choisi entre l'eau et/ou l'air. 7. Procédé de séparation selon l'une des revendications 3 ou 4, caractérisé en ce que le flux de 15 dioxyde de carbone est condensé au moyen d'un cycle frigorifique. 8. Procédé de séparation selon la revendication 7, caractérisé en ce que le cycle frigorifique met en oeuvre comme réfrigérant le 1,1,1,2-tétrafluoroéthane. 20 9. Procédé selon l'une des revendications 5 à 8, caractérisé en ce que l'on met en oeuvre un échangeur compact entre le flux de dioxyde de carbone et le fluide frigorifique. 10