FR3093008A1

FR3093008A1 - Installation et procédé de séparation des gaz de l’air à basse pression

Info

Publication number: FR3093008A1
Application number: FR1901731A
Authority: FR
Inventors: Benoît Davidian
Original assignee: Air Liquide SA; LAir Liquide SA pour lEtude et lExploitation des Procedes Georges Claude
Current assignee: Air Liquide SA; LAir Liquide SA pour lEtude et lExploitation des Procedes Georges Claude
Priority date: 2019-02-21
Filing date: 2019-02-21
Publication date: 2020-08-28
Anticipated expiration: 2039-02-21
Also published as: WO2020169901A1; EP3928044A1; FR3093008B1; US20220065530A1; CN113383203A; CN113383203B

Abstract

Installation de séparation des gaz de l’air comprenant dans le sens de circulation du flux d’air : un moyen de compression (1) permettant de comprimer le flux d’air à une pression P1 comprise entre 1,15 bar abs et 2 bar abss, une unité d’adsorption de type TSA (2), et une unité de distillation cryogénique (3), avec l’unité d’adsorption comprenant au moins deux adsorbeurs A et B présentant chacun une enveloppe de forme parallélépipédique disposée horizontalement et comprenant: une entrée et une sortie du flux d’air une masse adsorbante en lit fixe de forme également parallélépipédique dont les faces sont parallèles aux faces de l’enveloppe ; et un ensemble de volumes permettant la traversée de la masse adsorbante par le flux d’air horizontalement, sur toute sa section et sur toute son épaisseur. Figure de l’abrégé : Fig. 2

Description

Installation et procédé de séparation des gaz de l’air à basse pression

La présente invention est relative à une installation de séparation des gaz de l’air et au procédé de séparation des gaz de l’air mettant en œuvre cette installation. Plus précisément il s’agit de purifier l’air atmosphérique avant séparation dudit air par distillation cryogénique.

Il est connu que l’air atmosphérique contient des composés devant être éliminés avant son introduction dans les échangeurs thermiques de la boîte froide d’une unité de séparation d’air, notamment la vapeur d’eau (H2O), le dioxyde de carbone (CO2), les oxydes d’azote et les hydrocarbures.

En effet, en l’absence d’un tel traitement de l’air pour en éliminer ses impuretés H20 et CO2, on assiste à une solidification de ces impuretés lors du refroidissement de l’air à température cryogénique typiquement inférieure à -150°C, d’où il peut résulter des problèmes de colmatage de l’équipement, notamment les échangeurs thermiques, les colonnes de distillation…

En outre, il est également d’usage d’éliminer au moins partiellement les impuretés hydrocarbures et oxydes d’azote susceptibles d’être présentes dans l’air afin d’éviter leur trop forte concentration dans le bas de la ou des colonnes de distillation, et de pallier ainsi tout risque de dégradation des équipements.

Actuellement, ce prétraitement de l’air est effectué, selon le cas, par procédé PSA (Pressure Swing Adsorption = adsorption à pression modulée) ou par procédé TSA (Temperature Swing Adsorption = adsorption avec variation de température). Ces procédés se différencient par la manière de conduire la régénération de l’adsorbant : effet de pression dans le cas où ladite régénération s’effectue grâce à une pression inférieure à la pression d’adsorption ou effet de température quand elle s’effectue à une température supérieure à celle de l’adsorption. Il convient de noter qu’il peut y avoir également un effet de réduction de pression dans une unité de type TSA et que différentes appellations peuvent être utilisées dans ce cas. Dans ce document, on utilise le terme « TSA » dès lors qu’on utilise un effet de température pour régénérer, qu’il y ait ou pas un effet additionnel lié à la pression.

Classiquement, un cycle de procédé TSA de purification d’air comporte les étapes suivantes :

Purification de l’air à pression super-atmosphérique et à température ambiante, éventuellement de l’ordre de 5 à 10°C en cas d’utilisation d’un moyen de réfrigération à l’amont de l’unité

Dépressurisation de l’adsorbeur jusqu’à la pression atmosphérique,
Régénération de l’adsorbant à pression atmosphérique, notamment par de l’azote impur provenant de l’unité de séparation d’air et réchauffé jusqu’à une température habituellement entre 90 et 250°C au moyen d’un échangeur généralement du type réchauffeur électrique ou réchauffeur à vapeur,
Refroidissement à température ambiante de l’adsorbant, notamment en continuant à y introduire ledit gaz résiduaire issu de l’unité de séparation d’air mais non réchauffé,
Repressurisation de l’adsorbeur avec de l’air atmosphérique ou de l’air purifié, par exemple issu de l’adsorbeur se trouvant en phase de production.

Généralement, les Installations de prétraitement d’air comprennent deux adsorbeurs, fonctionnant de manière alternée, c'est-à-dire que l’un des adsorbeurs est en phase de production pendant que l’autre est en phase de régénération.

Des étapes additionnelles à celles décrites plus haut peuvent être rajoutées, comme une étape de mise en parallèle des deux adsorbeurs, de durée plus ou moins longue, c'est-à-dire de quelques secondes à plusieurs minutes ou bien une étape d’attente sans circulation de fluides à travers l’adsorbant par exemple en fin d’étape de régénération.

La pression facilitant l’arrêt des impuretés, l’unité de purification est très généralement installée après compression, c'est-à-dire à une pression supérieure à 3 bar abs, fréquemment à une pression supérieure à 4.5 bar abs. Cette pression dépend en fait du cycle cryogénique retenu pour la séparation de l’air.

Le cycle le plus utilisé est le cycle « double colonne » (conventional dual column cycle) dans lequel l’air est comprimé à une seule pression qui correspond, aux pertes de charge près, à la pression de fonctionnement de la colonne dite moyenne pression, c'est-à-dire, très généralement entre 4.5 et 6 bar abs.

Il existe des cycles cryogéniques plus complexes dans lesquels l’air est utilisé à la fois en moyenne (MP, typiquement 4.5 à 9 bar abs) et haute (HP, typiquement 10 à 65 bar abs, voire 90 bar abs) pressions. La pression la plus élevée est obtenue soit en comprimant à nouveau la fraction adéquate de l’air en moyenne pression soit en utilisant deux compresseurs (MP, HP) comprimant l’air atmosphérique jusqu’aux pressions requises. Il est possible d’utiliser deux unités d’épuration, une en MP pour la fraction de l’air directement utilisée à cette pression et une en HP pour la partie comprimée à la haute pression, pour minimiser le volume d’adsorbant à mettre en œuvre. Cette solution est proposée dans le document FR 2949846 avec la première pression comprise entre 5 et 9 bar abs abs, voire entre 2 et 4 bar abs abs. Néanmoins, par souci de simplicité et généralement à cause d’un investissement moindre, la solution consistant à épurer la totalité de l’air en MP est habituellement retenue. Un exemple de ce type de cycle est décrit dans le document EP 0 789 208 B1, voir en particulier la figure 1, avec une pression MP, après première compression, de 5 à 6 bar abs. Des fractions de l’air ainsi épuré sont ensuite surpressées.

On conçoit que si la pression favorise l’adsorption, elle requiert en contrepartie, une tenue mécanique plus importante des équipements liés à l’épuration, en particulier des enveloppes des adsorbeurs. Plusieurs types d’adsorbeurs sont utilisés pour cette application d’épuration d’air : adsorbeur cylindrique à axe vertical, adsorbeur cylindrique à axe horizontal, adsorbeur radial. On peut remarquer que toutes les viroles utilisées sont cylindriques. Cela s’explique par le fait qu’un cylindre est beaucoup plus résistant à la pression interne que ne sont des surfaces planes.

L’énergie consommée pour la séparation de l’air étant essentiellement liée à l’énergie nécessaire à la compression de l’air, les pertes de charge doivent être minimisées tout au long des circuits ayant une influence sur cette pression afin d’obtenir une énergie spécifique de séparation optimale. Les pertes de charge à travers l’épuration de l’air représentent une part non négligeable des irréversibilités du procédé. Cela a donc été une tendance de fond de développer des adsorbeurs présentant un frein minimum à la circulation des fluides. L’utilisation de l’adsorbant en couche mince et avec une grande section de passage est une des solutions généralement retenues quel que soit le type d’adsorbeur mais un tel choix a des inconvénients.

Comme représenté schématiquement sur la , une telle disposition entraine d’important volumes morts de part et d’autre du volume d’adsorbant. Les schémas 1.a, b et c représentent respectivement des adsorbeurs cylindriques à axe vertical, horizontal et un adsorbeur radial. Les volumes d’adsorbant lorsqu’ils sont utilisés en couches minces ne représentent qu’une fraction du volume interne total de l’adsorbeur, généralement moins de 50%. Cette fraction a tendance à diminuer lorsqu’on augmente la taille des adsorbeurs. Une partie de ces volumes morts sont nécessaire pour assurer une bonne distribution de l’air et du gaz de régénération à travers le volume adsorbant. Comme on l’a évoqué au début du document, on recherche pour cette application une épuration très poussée dans les diverses impuretés, en particulier pour les hydrocarbures, spécialement pour le propane, et les oxydes d’azote, généralement bien en dessous d’un ppm (partie par million). Cela se traduit par des zones de distribution importantes à l’entrée et à la sortie de l’adsorbeur afin d’avoir une distribution homogène. Cela impose également des tolérances de remplissage particulièrement faibles afin d’avoir des couches d’adsorbant de même épaisseur et de même densité (ou même taux de vide) quel que soit le trajet des fluides à travers l’adsorbant, afin d’éviter tout bipasse d’air qui viendrait polluer la production avant la fin de l’étape d’épuration.

On notera que dans le cas des lits radiaux, on peut obtenir grâce à la mise en œuvre des grilles cylindriques concentriques des épaisseurs de lits pratiquement identiques aux tolérances de fabrication près. Par contre dans le cas d’adsorbeurs cylindrique à axe vertical ou horizontal, il convient d’avoir des surfaces libres bien planes après remplissage et de s’assurer qu’elles restent ainsi en opération. Sur des sections pouvant dépasser 10 m2, cela nécessite des procédures et/ou dispositifs d’installation adéquats.

Si le remplissage des adsorbeurs cylindriques peut se faire de façon relativement efficace et homogène du fait de leur géométrie, il n’en est pas toujours de même avec les lits radiaux pour lesquels il faut généralement utiliser des équipements développés spécialement à cet effet et/ou prévoir des équipements amovibles en partie supérieure.

Cela se traduit par un investissement relativement élevé pour cette épuration en moyenne pression à la fois à cause du volume de l’enveloppe, de l’épaisseur de la paroi et, lorsqu’une bonne distribution des fluides est requise à travers des lits de faible épaisseur, des Installations adéquates à prévoir. Il y a donc eu de nombreux développements pour tenter de réduire ce coût, en particulier des propositions pour utiliser des unités d’épuration à pression atmosphérique pour remplacer l’épuration MP ou au moins pour réduire sa taille.

En particulier, des schémas ont été développés avec une épuration d’air, totale ou partielle, à la pression atmosphérique, située à l’aspiration du compresseur d’air.

Le document US 2005/0217481 décrit un tel système utilisant une technologie rendue possible par la basse pression, celle des roues adsorbantes (Low Pressure Rotary Adsorbent Contactors). Ce procédé est dit adapté à l’épuration d’air avant séparation cryogénique. Quand on cherche à obtenir l’arrêt quasi complet des impuretés (ultra high purity), il convient d’utiliser 3 Installations en série.

Toujours en utilisant la technologie des roues adsorbantes, il a été imaginé de mettre en série, avant compression, un système rotatif destiné à enlever la majorité de l’humidité suivi d’une épuration classique pour enlever les impuretés résiduelles. On peut alors citer le document US 2017/0216760 qui, bien qu’appliqué à un VPSA, décrit un tel système double.

Il convient de noter que les systèmes rotatifs ont été initialement développés pour retirer à pression atmosphérique une partie de l’humidité de l’air dans un procédé de conditionnement d’air et non pour des épurations poussées. Pour ces dernières applications, il convient de les adapter en augmentant les étanchéités, à la fois entre fluides et avec l’extérieur et à multiplier les étages en séries. L’industrialisation pour l’application envisagée reste encore à effectuer pour l’instant à notre connaissance.

Ces problèmes d’étanchéité des systèmes rotatifs sont d’autant plus gênant que l’on s’écarte de la pression atmosphérique.

Il convient de noter ici que la baisse de la pression d’adsorption de la MP à la pression atmosphérique a un double, voire triple, impact négatif. A même teneur, la quantité adsorbée est sensiblement plus faible, c’est en particulier vrai pour le CO2, les traces d’hydrocarbures, les oxydes d’azote. Cela conduit à une première augmentation du volume d’adsorbant. La quantité d’eau à arrêter dans l’air atmosphérique est très sensiblement plus importante que celle de l’air MP. Une grande partie de l’eau est effectivement éliminée sous forme liquide en sortie du réfrigérant final du compresseur d’air dans la solution MP. Cela entraîne une majoration conséquente du volume de dessicant. Mais l’adsorption de cette eau a également pour conséquence de réchauffer l’air en circulation à travers l’adsorbant, diminuant à nouveau la capacité d’adsorption du CO2 et des autres impuretés.

Cela signifie en pratique que les solutions consistant à placer l’épuration d’air à pression atmosphérique ne sont pas totalement satisfaisantes et relativement très peu utilisées. Les gains potentiels sur le matériel et la technologie liés à l’utilisation d’une basse pression sont entièrement compensés par les difficultés que la basse pression entraîne sur l’arrêt des impuretés.

Il a donc été proposé aussi des solutions hybrides avec une épuration partielle à la pression atmosphérique suivie d’une épuration finale en moyenne pression. L’épuration finale est de taille réduite par rapport à une solution classique mais le fait de devoir mettre en œuvre deux unités compense les gains que l’on pourrait attendre d’une telle réduction.

En définitive, il n’existe actuellement pas de procédé d’épuration pouvant tirer profit de la technologie basse pression et d’une épuration en MP.

Une solution de la présente invention est une installation de séparation des gaz de l’air comprenant dans le sens de circulation du flux d’air :

un moyen de compression 1 permettant de comprimer le flux d’air à une pression P1 comprise entre 1,15 bar abs et 2 bar abs,
une unité d’adsorption de type TSA 2, et
une unité de distillation cryogénique 3,

avec l’unité d’adsorption comprenant au moins deux adsorbeurs A et B présentant chacun une enveloppe de forme parallélépipédique disposée horizontalement et comprenant:

une entrée et une sortie du flux d’air
une masse adsorbante en lit fixe de forme également parallélépipédique dont les faces sont parallèles aux faces de l’enveloppe ; et
un ensemble de volumes permettant la traversée de la masse adsorbante par le flux d’air horizontalement, sur toute sa section et sur toute son épaisseur.

Les fluides circulent de façon horizontale à travers la masse adsorbante. Cette dernière peut ainsi être maintenue entre deux parois poreuses aux gaz pour lesquelles les tolérances sur l’écartement peuvent être très faibles. On peut ainsi obtenir ainsi des épaisseurs de lit très minces et très homogènes. Comme déjà signalé, il est pratiquement impossible d’arriver à ce niveau de précision avec un lit d’adsorbant plat présentant une grande surface libre.

Dans la suite de la présente demande on notera L la longueur de l’adsorbeur A, H sa hauteur et l sa largeur. La section de la masse adsorbante a aussi pour longueur L et pour hauteur H.

Le choix de la pression P1 est fondamental dans le cadre de l’invention. Cette pression doit être suffisamment faible pour autoriser une technologie basse pression pour les adsorbeurs, c'est-à-dire en pratique des enveloppes d’adsorbeur avec des surfaces planes et non plus des enveloppes cylindriques mais être aussi sensiblement supérieure à la pression atmosphérique pour limiter les effets négatifs listés ci-dessus. Une pression de 1.5 bar abs par exemple permet d’utiliser des adsorbeurs parallélépipédiques avec éventuellement quelques renforts au niveau des surfaces planes. Elle permet également un gain très appréciable par rapport à une solution à pression atmosphérique. Les pressions partielles des impuretés augmentent de 50% et, ces impuretés étant sous forme de traces, la capacité d’adsorption des adsorbants mis en œuvre augmente également, en première approximation de 50%. La quantité d’eau pouvant être introduite est plus faible et l’élévation de température correspondante plus faible.

A même temps d’adsorption, l’épuration à 1.5 bar abs reste nettement plus volumineuse qu’une épuration en MP, à 3 ou 4 bar abs mais également largement plus performante qu’une épuration à pression atmosphérique. L’utilisation de la technologie basse pression pour l’enveloppe peut faire alors pencher la balance en faveur de la solution d’après l’invention.

Par lits fixes, on entend ici que l’adsorbant, qu’il soit sous forme de particules (billes, bâtonnet, granulé, plaquettes…) ou d’adsorbant structuré comme par exemple de monolithe, est immobile dans une enveloppe elle-même immobile. On veut exclure par là toute solution où l’adsorbant est mobile et en particulier tout système rotatif de type roue ou bar absillet (procédé dans lequel ce sont les enveloppes contenant l’adsorbant qui sont mobiles).

Notons que la forme parallélépipédique de l’enveloppe de l’adsorbeur A permet un remplissage dense et homogène de l’adsorbeur sans avoir à utiliser de système complexe de remplissage.

Notons également que la traversée de la masse adsorbante par le flux gazeux horizontalement et sur toute sa longueur permet d’utiliser des épaisseurs de lit d’adsorbant très minces (0.15 m par exemple) et très homogènes.

Selon le cas, l’installation selon l’invention peut présenter une ou plusieurs des caractéristiques ci-dessous :

les adsorbeurs A et B comprennent une entrée et une sortie du flux de régénération ; Notons que l’entrée et la sortie du flux de régénération pourront être confondues avec l’entrée et la sortie du flux d’air ;
au moins un des adsorbants de la masse adsorbante se présente sous forme de particules ;
ladite installation comprend entre le moyen de compression 1 et l’unité de distillation cryogénique 3 une seule unité d’adsorption.
l’ensemble de volumes comprend un premier volume V1 d’introduction et de distribution du flux d’air ; un deuxième volume V2 comprenant la masse adsorbante ; et un troisième volume V3 de récupération du flux d’air épuré ; les trois volumes étant accolés et en communication fluidique par leurs faces communes ; de préférence les 3 volumes V1, V2, et V3 sont de forme parallélépipédique et sont chacun de longueur L, de hauteur H et de largeurs respectives l1, I2, l3 avec l1 < l, l2 < l, l3 < l ;
le deuxième volume V2 comprend au moins deux sous-volumes comprenant des adsorbants différents ; ces sous-volumes sont de préférence de forme parallélépipédiques et présentent une hauteur et une longueur égales à la hauteur et à la longueur du volume V2
le volume V1 et/ou le volume V3 comprennent respectivement des sous volume V11-V12 et V31-V32 séparés par une paroi perforée améliorant la distribution des fluides.
les volumes V1 ou V11 et V3 ou V32 présente chacun au moins une face perméable aux fluides et l’adsorbeur comprend des boites de distribution et de récupération des fluides accolées aux faces perméables ; ces boîtes de distribution et de récupération sont de préférence en forme de demi cylindre ; elles peuvent renforcer la tenue mécanique de l’adsorbeur et limiter le nombre de renforts éventuellement nécessaires ; on pourra par exemple faire entrer le flux d’air par une boîte de distribution et faire sortir le gaz résiduaire par une boite de récupération si cela facilite l’implantation ;
le volume V2 ou au moins un des sous-volumes du volume V2 comprend sur toute la longueur de son extrémité supérieure un système destiné à éviter la pollution potentielle locale de l’air épuré ; Cette pollution peut être liée à un bipasse ou à un défaut de régénération ;
l’unité d’adsorption comprend N couples d’adsorbeurs avec N ≥ 1, chaque couple comprenant un adsorbeur A et un adsorbeur B accolés de manière à former un seul parallélépipède ; de préférence les adsorbeurs d’un même couple sont installés de façon symétrique par rapport à leur face adjacente. Si on regarde le parallélépipède formé par le couple d’adsorbeurs, les volumes relatifs à l’introduction de l’air à épurer sont de préférence situés sur l’extérieur du parallélépipède et les volumes relatifs à l’introduction du gaz de régénération sont de préférence situés en position centrale.
chaque couple d’adsorbeurs comprend un adsorbeur A en adsorption et un adsorbeur B en régénération, avec tous les adsorbeurs en adsorption fonctionnant en parallèle et tous les adsorbeurs en régénération fonctionnant en parallèle.
chaque adsorbeur A ou B ou le couple d’adsorbeur A/B est installé dans un conteneur ISO ou dans un conteneur aux dimensions et Installation de préhension conformes aux normes ISO ; notons que de préférence au moins une partie de la structure du conteneur sert directement de structure pour le ou les adsorbeurs ; de préférence également une partie au moins des équipements annexe à l’adsorption tels que les vannes et le réchauffeur du gaz de régénération est installé dans le conteneur ;
les adsorbeurs A et B comprennent une isolation thermique extérieure ou intérieure sur au moins une partie de leurs faces.
l’enveloppe de l’adsorbeur A et/ou de l’adsorbeur B présente une longueur L comprise entre 2 et 15 mètres ; une hauteur H comprise entre 1 et 3 mètres ; et une largeur l comprise entre 0,5 et 3 mètres, préférentiellement entre 0,8 et 1,2 mètres.

L’adsorbeur A de l’installation selon l’invention va être décrit plus en détail à l’aide de la figure 2. En effet, cette figure fait apparaître les différents volumes V1, V2 et V3 ainsi que les sous-volumes éventuels. Par « forme parallélépipèdique », on veut signifier que l’enveloppe de l’adsorbeur a en pratique ses six faces planes et à l’aspect d’un parallélépipède mais qu’il peut comporter des renforts, localement au moins une couche d’isolant interne ou externe, et évidemment les tubulures ou boîtes d’introduction et de soutirage de l’air et du gaz de régénération. L’adsorbeur étant posé à plat on appelle L sa grande longueur, l sa largeur et H sa hauteur. Dans le cadre de l’invention, le fait qu’il s’agisse de dimensions extérieures ou intérieures n’a pas d’importance.

Sur la figure 2, il apparaît clairement que les volumes et sous-volumes sont tous de forme parallélépipédique et ont tous la même longueur L et la même hauteur H. Les parallélépipèdes qu’ils forment ne se différencient que par leur largeur.

Comme indiqué précédemment le volume V2 peut comprendre une pluralité de sous-volumes avec chacun desdits sous-volumes pouvant contenir un adsorbant différent.

De l’entrée vers la sortie, on pourra ainsi utiliser de l’alumine activée, de l’alumine activée dopée ou du gel de silice pour arrêter l’essentiel de l’eau, une zéolite 13X pour arrêter l’essentiel du CO2, une zéolite échangée pour arrêter les oxydes d’azote et certains hydrocarbures…La configuration retenue ici est plus aisée que les solutions habituelles pour la mise en œuvre d’une épuration multi couches avec un volume géométrique bien déterminé pour chacun des lits. Les largeurs l2i peuvent être de dimension différente. Cette configuration correspond préférentiellement à l’utilisation d’adsorbant particulaire (bille, bâtonnet…). On pourrait également utiliser des monolithes ou plus généralement des adsorbants structurés, et ce avec ou sans nécessité d’avoir des sous volumes distincts. En effet, selon la forme géométrique des adsorbants structurés, il n’y a pas lieu de prévoir systématiquement une séparation entre des éléments de nature différente qui peuvent être disposés directement en série.

montre un cas correspondant à 2 sous volume V21 et V22.

Selon un autre mode de réalisation le volume V1 et/ou le volume V3 comprennent respectivement des sous volume V11-V12 et V31-V32 séparés par une paroi perforée améliorant la distribution des fluides. Par ce mode de réalisation, on veut assurer la bonne répartion de l’air à travers toute la section de l’adsorbant et de même, celle du gaz de régénération. La partie perforée entre les volumes V11 et V12 d’une part et/ou entre les volumes V31 et V32 d’autre part permet moyennant une faible perte de charge d’améliorer sensiblement la répartition des fluides en entrée et/ou sortie des couches d’adsorbant. La résistance fluidique des couches d’adsorbant elles-mêmes permet alors d’obtenir très vite, au bout d’un ou deux centimètres la répartition quasi parfaite des débits (à + ou – 1% si nécessaire).

De façon à garantir l’efficacité thermique de l’unité d’adsorption, c'est-à-dire d’en limiter les pertes, un mode préférentiel de réalisation correspondra à la caractéristique suivante :

au moins certaines faces d’un adsorbeur ou d’un couple d’adsorbeur possèdent une isolation thermique extérieure ou intérieure à l’adsorbeur.

Cette isolation thermique peut utiliser un quelconque des matériaux isolants classiques (perlite, laine de roche, mousse expansée…) mais aussi des dispositifs comme une lame d’air ou préférentiellement un système de double lame d’air comme utilisé classiquement dans les adsorbeurs à l’amont des unités cryogéniques de séparation d’air. Dans ce cas, c’est le fluide lui-même qui joue le rôle d’isolant.

Selon un autre mode de réalisation, l’adsorbeur A ou le couple d’adsorbeurs A - B est installé dans un conteneur ISO ou dans un conteneur aux dimensions et Installation de préhension conformes aux normes ISO.

L’adsorbeur ou les deux adsorbeurs sont assemblés dans une structure spécifique réalisée en atelier, qui peut éventuellement utiliser une partie d’un conteneur ISO standard. L’intérêt de respecter les normes ISO est que cela permet une manutention et un transport grandement facilités. Les renforts éventuels permettant la tenue mécanique de l’ensemble à la pression seront contenus dans les dimensions standards des conteneurs.

Compte tenu qu’il existe des conteneurs de grande taille, il peut être intéressant, dans les deux cas ci-dessus, de loger aussi dans le conteneur les boîtes de distribution, une partie des tuyauteries ou des vannes, le réchauffeur électrique…. Au moins une des parois du conteneur (paroi latérale, inférieure, supérieure) peut servir de paroi pour l’adsorbeur lui-même. En particulier, les parois latérales peuvent être intégrées aux volumes de distribution V1 et/ou V3. Plus généralement, une partie au moins de la structure du conteneur sert directement comme structure pour l’adsorbeur.

Les matériaux utilisés pour les adsorbeurs et leurs internes sont par exemple de l’acier carbone, de l’inox, de l’aluminium, ou des matériaux à faible dilatation thermique, par de l’INVAR.

La présente invention a également pour objet un procédé de séparation des gaz de l’air à partir d’un flux d’air contenant au moins une impureté choisie parmi la vapeur d’eau, le dioxyde de carbone, les oxydes d’azote et les hydrocarbures, mettant en œuvre une installation telle que définie précédemment et comprenant les étapes successives suivantes :

compression 1 du flux d’air à une pression P1 comprise entre 1,15 bar abs et 2 bar abs,
épuration du flux d’air comprimé, par adsorption au moyen de l’unité de type TSA 2 de manière à éliminer au moins une impureté contenue dans le flux d’air, et
séparation des constituants du flux d’air par distillation cryogénique au moyen de l’unité (3), avec l’intégralité de l’étape b) réalisée à la pression P1.

Selon le cas le procédé selon l’invention peut présenter une ou plusieurs des caractéristiques ci-dessous :

la pression P1 est comprise entre 1,15 bar abs et 1,5 bar abs, de préférence comprise entre 1,20 bar abs et 1,30 bar abs.
le procédé met en œuvre une installation telle que définie précédemment et à l’étape b) le flux d’air est introduit dans le volume V1 ou le sous-volume V11 et le flux d’air épuré est soutiré du volume V3 ou du sous-volume V32. Notons que cette introduction et/ou ce soutirage s’effectueront de préférence soit de façon horizontale via l’un ou les deux côtés latéraux de l’enveloppe, soit de façon verticale via l’une ou les deux faces horizontales de l’enveloppe, autrement dit via le dessus ou le dessous de l’enveloppe, soit via une grande face de l’enveloppe ;
l’installation mise en œuvre comprend dans son unité d’adsorption N couples d’adsorbeurs A et B avec N ≥ 1 avec les adsorbeurs d’un même couple accolés de manière à former un seul parallélépipède et avec chaque couple d’adsorbeurs comprenant un adsorbeur A en adsorption et un adsorbeur B en régénération, le procédé comprend une étape supplémentaire d) de régénération de l’adsorbeur B et à l’étape b) dans chaque adsorbeur A en adsorption le flux d’air est introduit dans chaque volume V1 ou sous-volume V11 et le flux d’air épuré est soutiré de chaque volume V3 ou sous-volume V32 et à l’étape d) dans chaque adsorbeur B en régénération un flux de régénération est introduit dans chaque volume V3 ou sous-volume V32 puis soutiré de chaque volume V1 ou sous-volume V11.

les flux d’air ou de régénération sont introduits ou soutirés des différents volumes V1, V11, V3 et V32, préférentiellement par leurs côtés situés dans les faces latérales de la forme parallélépipédique de l’adsorbeur A ou B ou par leurs côtés situés dans les bases de la forme parallélépipédique de l’adsorbeur A ou B. En fait, les flux peuvent être introduits/soutirés théoriquement par au moins une des 5 faces des différents volume donnant sur le milieu extérieur (les 2 faces latérales, la face du haut ou du bas, ou éventuellement la face principale LxH). Préférentiellement les faces latérales ou par la base. La face principale ne favorise pas la distribution et la face intérieure n’est pas disponible si 2 adsorbeurs sont accolés. Comme on remplit l’adsorbeur par le haut, on évitera les obstacles en partie supérieure.

Le procédé selon l’invention est illustré par la . L’air atmosphérique 10 renfermant les divers polluants à éliminer est comprimé au moyen du compresseur 1 à la pression P1, de l’ordre de 1.5 bar abs et cet air comprimé 11 est introduit dans l’adsorbeur A du TSA. En sortie d’épuration cet air épuré 12 est envoyée dans la partie aval de l’unité 3 qui comprend en particulier l’unité de distillation cryogénique. Le gaz de régénération 14 est issu de cette dernière unité. Il s’agit généralement d’azote impur (c'est-à-dire contenant de l’argon et de l’oxygène) en basse pression, voisine de la pression atmosphérique. Ce gaz- ou une fraction de ce gaz -est chauffé à l’aide d’un ou de plusieurs échangeurs de chaleur (à vapeur, électrique, récupérateur de chaleur sur d’autres fluides…) pendant l’étape de chauffage puis sert au refroidissement de l’adsorbeur. La production 13, généralement de l’oxygène impur (90-98%) dans le cas qui nous intéresse est dirigée vers une unité aval non représentée.

Concernant l’entrée et le soutirage des fluides, on peut trouver une ou plusieurs des caractéristiques suivantes :

les fluides sont introduits ou soutirés du volume V1 -ou suivant le cas du sous volume V11- de façon horizontale via l’un ou les deux côtés latéraux.
les fluides sont introduits ou soutirés du volume V3 -ou suivant le cas du sous volume V32- de façon horizontale via l’un ou les deux côtés latéraux.
Les fluides sont introduits ou soutirés du volume V1 -ou suivant le cas du sous volume V11- de façon verticale via l’une ou les deux faces horizontales constituant le dessus ou le dessous du parallélépipède.
les fluides sont introduits ou soutirés du volume V3 -ou suivant le cas du sous volume V32- de façon verticale via l’une ou les deux faces horizontales constituant le dessus ou le dessous du parallélépipède.

Selon une autre variante, les fluides sont introduits ou soutirés par les grandes faces du parallélépipède (de section L*H) . Dans ce dernier cas, la circulation des fluides à travers l’adsorbeur (V1, V2, V3) se fait essentiellement en ligne droite de l’entrée à la sortie. On veut signifier par là qu’en particulier, il n’y a pas de brusque changement de direction, à environ 90°, du fluide entre son entrée dans l’adsorbeur et sa traversée à l’horizontale du volume adsorbant.

La circulation des fluides étant horizontale dans les adsorbeurs, on retrouve certaines des contraintes propres aux adsorbeurs radiaux, et en particulier le fait qu’il faut éviter la percée prématurée des impuretés en partie haute de l’adsorbeur. Ladite percée peut provenir d’un bipasse ou d’un sur débit d’air local et/ou d’un défaut de régénération.

Le bipasse peut quant à lui avoir son origine dans le tassement de l’adsorbant. Ces problèmes sont bien connus de l’homme de l’art et on appliquera ici des solutions déjà développées. En particulier, comme indiqué plus haut, l’utilisation d’adsorbeur parallélépipédique simplifie de par sa géométrie, la mise en œuvre des solutions imaginées pour les lits radiaux (zone morte remplie d’une hauteur suffisante d’adsorbant, équivalent des cônes…). A noter à nouveau, que le remplissage est également simplifié et qu’il est aisé ici d’obtenir un remplissage en pluie, dense et homogène limitant à la fois le tassement et les risques d’inhomogénéité de densité dans les lits.

Du fait de la géométrie simple, on pourra par exemple utiliser une baudruche gonflée à une pression supérieure à P1, formant étanchéité au-dessus de la surface libre des adsorbants. Il pourra s’agir aussi d’une membrane appliquée en permanence sur la surface libre des adsorbants par une légère surpression par rapport à la pression de fonctionnement. Cette surpression peut provenir d’un fluide, par exemple d’air instrument, ou d’un matériau pesant. Là encore, il conviendra d’adapter les solutions développées pour les adsorbeurs radiaux des unités de production d’oxygène par adsorption.

L’exemple suivant va illustrer l’invention telle qu’elle vient d’être décrite.

Il concerne une unité de production d’oxygène de l’ordre de 100 t/j (tonnes/jour) pour laquelle le débit d’air utilisé est de 15000 Nm3/h. La pression P1 au sortir du premier étage de compression est de 1.3 bar abs. Cet air est refroidi à 3°C au moyen d’un groupe frigorifique pour limiter la quantité de vapeur d’eau entrainée vers l’épuration et pour abaisser la température d’adsorption. Cette température se situe ici dans la fourchette basse des niveaux de température utilisés. Elle a été choisie essentiellement à cause de la faible valeur de P1. Des températures de 5 à 8 °C pourraient être adoptés notamment en cas de pression P1 un peu plus élevée. Le choix final découle d’une étude économique globale. Le temps d’adsorption retenu est de 150 minutes, conduisant à un temps de cycle de 5 heures compte tenu que l’unité d’épuration comprend de façon habituelle 2 adsorbeurs, l’un étant en production pendant que l’autre est régénération. Ces durées classiques pourraient être ici réduites. Le procédé cryogénique retenu conduit à disposer d’un important débit de gaz résiduaire pouvant servir à la régénération qui permettrait potentiellement de raccourcir les durées habituelles de chauffage et de refroidissement. Par ailleurs, les étapes de dépressurisation et de repressurisation sont pratiquement inutiles vues les pressions respectives de production (1.3 bar abs) et de régénération (1.03 bar abs). Cependant, la faible épaisseur des lits d’alumine activée et de zéolite, de l’ordre de 0.25 m, n’a pas conduit à pousser plus loin une possible optimisation. Des temps de production de 120, 90, voire 60 minutes sont envisageables avec de l’air à épurer introduit éventuellement à une température supérieure aux 3°C retenus dans cet exemple. Compte tenu de l’importance énergétique des pertes de charge en basse pression, il peut être envisagé d’installer une régulation du débit de régénération basée sur une optimisation de la perte de charge au long de ladite étape. Autrement dit, on prend plus de débit quand l’adsorbeur est relativement froid, par exemple en début de chauffage et en fin de refroidissement et moins, quand à l’inverse il est, en moyenne, le plus chaud. On peut également de façon plus simple imposer un premier débit de chauffage et un second débit plus important au cours du refroidissement.

Le volume total d’adsorbant est de l’ordre de 6 m3 répartis quasiment pour moitié entre alumine activée et zéolite de type X échangée au calcium et au bar absyum, adsorbant particulièrement performant pour arrêter les traces d’hydrocarbures et d’oxydes d’azote.

Suivant l’invention, chaque adsorbeur se présente sous la forme d’un parallélépipède de longueur L égale à 5.75 m, de hauteur H égale à 2.9 m, et de largeur l égale à 1.00 m.

La hauteur utile d’adsorbant est de 2.1 m. On a prévu en partie supérieure un système anti-pollution, une réserve d’adsorbant pour compenser le tassement et 10 tubulures pour effectuer le remplissage des volumes V21 et V22 respectivement en alumine activée et en zéolite. Les entrées et sorties des fluides se font par les côtés. Ce sont ici des caissons, eux-mêmes parallélépipédiques, accolés de part et d’autre de l’adsorbeur proprement dit.

Les volumes V1 et V3 d’entrée et sortie ne sont pas ici divisés en sous volumes. Les largeurs disponibles pour chacun d’entre eux (0.25 m) permettent une introduction directe, la vitesse des fluides étant suffisamment faible.

Les deux adsorbeurs sont disposés de façon adjacente avec une bar absrière d’isolation thermique entre les surfaces se faisant face. Cette bar absrière peut être constituée simplement par une lame d’air. Une variante consisterait à ne conserver qu’une paroi commune de séparation des deux adsorbeurs et à utiliser, de part et d’autre un isolant interne. Ce type d’isolation est favorisée par le fait que les fluides en circulation au contact de l’isolant sont secs (air épuré, azote de régénération). Les adsorbeurs sont réalisés de façon symétrique de sorte que les volumes V3A du premier adsorbeur et V3B du second adsorbeur soient adjacents (à la bar absrière d’isolant près, si cette solution est retenue) en partie centrale.

Cette description va être explicitée à l’aide des et [Fig 5] représentant respectivement une coupe transversale et une coupe longitudinale des deux adsorbeurs tels qu’ils sont installés.

Sur la , on a donc représenté les deux adsorbeurs A et B. Les divers repères 1’ correspondent à leur enveloppe extérieure. Ils sont séparés par une barrière 2’ assurant une isolation thermique. Cette barrière permet de limiter les déperditions thermiques du flux de régénération et le réchauffement de l’air épuré. Selon la pression P1 et les dimensions de l’adsorbeur, elle peut comprendre des renforts mécaniques afin d’augmenter la rigidité des grandes faces (L*H) des adsorbeurs. Comme nous l’avons décrit, il existe plusieurs autres variantes pour effectuer cette isolation. Les repères 3’ correspondent aux volumes V1A et V1B destinés à l’alimentation en air à épurer et à la sortie du gaz de régénération. De même, les repères 4’ à la sortie de l’air épuré et à l’entrée du gaz de régénération. Les volumes V21A et V21B 5’ renferment l’alumine activée, les volumes V22A et V22B 6’ la zéolite échangée. Les parois (7’,8’,9’) sont perméables aux gaz mais étanches vis-à-vis des particules d’adsorbant. Il s’agit de grilles ou de tôles perforées recouvertes d’une toile métallique de maille inférieure au diamètre minimal des particules. Il peut également choisir de grilles spécialement développées pour ce type d’application du type « wedge wire screen », communément appelées aussi grille Johnson du nom d’un fournisseur. Les repères 10’, 11’, 12’ et 13’ correspondent au système destiné à compenser le tassement de l’adsorbant et à éviter un bipasse local des impuretés. Une tôle métallique rectangulaire 10’ allant d’un bout à l’autre de l’adsorbeur délimite un volume de garde 11’ rempli d’adsorbant. L’angle de la tôle avec l’horizontale permet aux particules passant par l’espace libre 13’ de remplir totalement le volume situé en dessous de cette tôle. Le remplissage des adsorbeurs s’effectue par les tubulures 12’ qui comportent à leur extrémité supérieure une bride d’étanchéité.

La est une coupe longitudinale des adsorbeurs A et B, l’adsorbeur B étant un adsorbeur A en régénération. Elle permet de suivre le cheminement des différents fluides. On suppose que l’adsorbeur A est en phase de production. L’air à épurer 20’ entre par la boîte 14’ fixée à une extrémité de l’adsorbeur A. Cet air est distribué, en partie à cause de l’effet déflecteur dû à la paroi extérieure latérale de l’adsorbeur, dans le volume V1A. De là, il traverse successivement la paroi perméable extérieure, le lit d’alumine activée 5’, la paroi perméable médiane, le lit de zéolite 6’ et la paroi perméable interne. L’air épuré 21’ est recueilli dans le volume V3A puis pénètre dans la boîte 15’ avant de sortir du système. L’autre adsorbeur B est alors en phase de régénération. Le gaz de régénération 30’ rentre par la boîte 15’ de cet adsorbeur, suit le cheminement inverse de l’air et sort via la boîte 14’. On a fait ici le choix de faire entrer le gaz de régénération chaud par le centre du dispositif constitué par les deux adsorbeurs. Cette configuration n’est pas obligatoire et, compte tenu des dilations thermiques inévitables un autre arrangement pourrait être retenu. On a représenté une seule tuyauterie pour l’entrée et la sortie des fluides dans l’adsorbeur. Suivant l’implantation, il peut être plus judicieux de prévoir deux tubulures distinctes, l’une pour l’air, l’autre pour le fluide de régénération.

A noter qu’on n’a pas représenté sur ces schémas de filtre en sortie d’adsorbeurs. De façon habituelle pour ce type d’application, il sera intégré dans les adsorbeurs. On rappelle que ceci est possible car, compte tenu de la circulation des fluides entre adsorption et régénération, ces filtres sont autonettoyants, c'est-à-dire qu’ils se dé colmatent automatiquement à chaque cycle. De façon préférentielle, le filtre est placé dans la boite 15’. Il est préférentiellement plan.

Un des intérêts d’utiliser une technologie basse pression pour la construction des adsorbeurs est de bénéficier d’un transport aisé entre atelier et site d’implantation. Cette possibilité impose néanmoins quelques contraintes dimensionnelles. Ainsi, un adsorbeur aura de préférence les caractéristiques suivantes :

une longueur L comprise entre 2 et 15 mètres, une hauteur H entre 1 et 3 mètres et une largeur l entre 0.5 et 3 mètres, préférentiellement entre 0.8 et 1.5 mètre.

Il convient à priori de limiter la largeur de l’adsorbeur et plus particulièrement l’épaisseur des couches d’adsorbant afin que les pertes de charge à travers lesdits adsorbants restent très faibles, de l’ordre de quelques millibars, éventuellement de la dizaine de millibars.

Cela implique que l’on pourra effectivement accoler les deux adsorbeurs sans que la largeur du tout dépasse les environ 3 m.

Ces contraintes que l’on souhaite respecter sur les dimensions maximales d’un adsorbeur font que le débit d’air épuré par l’unité TSA que l’on vient de décrire est limité, probablement autour de 30 à 50 000 Nm3/h suivant les conditions exactes retenues pour l’épuration. Pour aller au-delà, on sera donc amené à installer en parallèle plusieurs unités identiques.

Comme indiqué précédemment, cette unité d’adsorption est située à l’amont d’une unité de distillation cryogénique. Cette unité peut être en particulier bien adaptée à la production d’oxygène en basse pression, et en particulier à de l’oxygène entre 90 et 98% de pureté.

L’installation selon l’invention permet également de réaliser des unités de petite taille, c'est à dire à partir de quelques dizaines à quelques centaines de tonnes par jour d'oxygène de manière compétitive. Le moyen de compression 1 pourrait alors être commun à plusieurs unités de nature éventuellement différente (air surpressé pour combustion, pour ventilation...).

Claims

Installation de séparation des gaz de l’air comprenant dans le sens de circulation du flux d’air :
un moyen de compression (1) permettant de comprimer le flux d’air à une pression P1 comprise entre 1,15 bar abs et 2 bar abss,

une unité d’adsorption de type TSA (2), et

une unité de distillation cryogénique (3),
avec l’unité d’adsorption comprenant au moins deux adsorbeurs A et B présentant chacun une enveloppe de forme parallélépipédique disposée horizontalement et comprenant:
une entrée et une sortie du flux d’air

une masse adsorbante en lit fixe de forme également parallélépipédique dont les faces sont parallèles aux faces de l’enveloppe ; et

un ensemble de volumes permettant la traversée de la masse adsorbante par le flux d’air horizontalement, sur toute sa section et sur toute son épaisseur.
Installation selon la revendication 1, caractérisée en ce que ladite installation comprend entre le moyen de compression (1) et l’unité de distillation cryogénique (3) une seule unité d’adsorption.
Installation de séparation des gaz de l’air selon l’une des revendications 1 ou 2, caractérisée en ce que l’ensemble de volumes comprend :
un premier volume V1 d’introduction et de distribution du flux d’air ;

un deuxième volume V2 comprenant la masse adsorbante ; et

un troisième volume V3 de récupération du flux d’air épuré ;
les trois volumes étant accolés et en communication fluidique par leurs faces communes.
Installation de séparation des gaz de l’air selon la revendication 3, caractérisée en ce que le deuxième volume V2 comprend au moins deux sous-volumes comprenant des adsorbants différents.
Installation de séparation des gaz de l’air selon l’une des revendications 3 ou 4, caractérisée en ce que le volume V1 et/ou le volume V3 comprennent respectivement des sous volume V11-V12 et V31-V32 séparés par une paroi perforée améliorant la distribution des fluides.
Installation de séparation des gaz de l’air selon l’une des revendications 3 à 5, caractérisée en ce que les volumes V1 ou V11 et V3 ou V32 présente chacun au moins une face perméable aux fluides et l’adsorbeur comprend des boites de distribution et de récupération des fluides accolées aux faces perméables.
Installation de séparation des gaz de l’air selon l’une des revendications 1 à 6, caractérisée en ce que l’unité d’adsorption comprend N couples d’adsorbeurs avec N ≥ 1, chaque couple comprenant un adsorbeur A et un adsorbeur B accolés de manière à former un seul parallélépipède.
Installation de séparation des gaz de l’air selon la revendication 7, caractérisée en ce que chaque couple d’adsorbeurs comprend un adsorbeur A en adsorption et un adsorbeur B en régénération, avec tous les adsorbeurs en adsorption fonctionnant en parallèle et tous les adsorbeurs en régénération fonctionnant en parallèle.
Installation de séparation des gaz de l’air selon l’une des revendications 7 ou 8, caractérisée en ce que chaque adsorbeur A ou B ou le couple d’adsorbeur A/B est installé dans un conteneur ISO ou dans un conteneur aux dimensions et Installation de préhension conformes aux normes ISO.
Installation de séparation des gaz de l’air selon l’une des revendications 7 à 9, caractérisée en ce que les adsorbeurs A et B comprennent une isolation thermique extérieure ou intérieure sur au moins une partie de leurs faces.
Installation de séparation des gaz de l’air selon l’une des revendications 7 à 10, caractérisée en ce que l’enveloppe de l’adsorbeur A et/ou de l’adsorbeur B présente :
une longueur L comprise entre 2 et 15 mètres ;

une hauteur H comprise entre 1 et 3 mètres ; et

une largeur l comprise entre 0,5 et 3 mètres, préférentiellement entre 0,8 et 1,2 mètres.
Procédé de séparation des gaz de l’air à partir d’un flux d’air contenant au moins une impureté choisie parmi la vapeur d’eau, le dioxyde de carbone, les oxydes d’azote et les hydrocarbures, mettant en œuvre une installation telle que définie à l’une des revendications 1 à 10 et comprenant les étapes successives suivantes :
compression (1) du flux d’air à une pression P1 comprise entre 1,15 bar abs et 2 bar abs,

épuration du flux d’air comprimé, par adsorption au moyen de l’unité de type TSA (2) de manière à éliminer au moins une impureté contenue dans le flux d’air, et

séparation des constituants du flux d’air par distillation cryogénique au moyen de l’unité (3),
avec l’intégralité de l’étape b) réalisée à la pression P1.
Procédé de séparation des gaz de l’air selon la revendication 12, caractérisé en ce que la pression P1 est comprise entre 1,15 bar abs et 1,5 bar abs, de préférence comprise entre 1,20 bar abs et 1,30 bar abs.
Procédé de séparation des gaz de l’air selon l’une des revendications 12 ou 13, caractérisé en ce qu’il met en œuvre une installation telle que définie dans l’une des revendications 3 à 5 et à l’étape b) le flux d’air est introduit dans le volume V1 ou le sous-volume V11 et le flux d’air épuré est soutiré du volume V3 ou du sous-volume V32.
Procédé de séparation des gaz de l’air selon la revendication 14, caractérisé en ce que :
l’installation mise en œuvre comprend dans son unité d’adsorption N couples d’adsorbeurs A et B avec N ≥ 1 avec les adsorbeurs d’un même couple accolés de manière à former un seul parallélépipède et avec chaque couple d’adsorbeurs comprenant un adsorbeur A en adsorption et un adsorbeur B en régénération,

le procédé comprend une étape supplémentaire d) de régénération de l’adsorbeur B et

à l’étape b) dans chaque adsorbeur A en adsorption le flux d’air est introduit dans chaque volume V1 ou sous-volume V11 et le flux d’air épuré est soutiré de chaque volume V3 ou sous-volume V32 et à l’étape d) dans chaque adsorbeur B en régénération un flux de régénération est introduit dans chaque volume V3 ou sous-volume V32 puis soutiré de chaque volume V1 ou sous-volume V11.
Procédé selon l’une des revendications 14 ou 15, caractérisé en ce que les flux d’air ou de régénération sont introduits ou soutirés des différents volumes V1, V11, V3 et V32, préférentiellement par leurs côtés situés dans les faces latérales de la forme parallélépipédique de l’adsorbeur A ou B ou par leurs côtés situés dans les bases de la forme parallélépipédique de l’adsorbeur A ou B.