MX2007008751A

MX2007008751A - Manejo de hidrogeno mejorado para unidades de hidroprocesamiento.

Info

Publication number: MX2007008751A
Application number: MX2007008751A
Authority: MX
Inventors: Edward W Corcoran; David L Stern; Bal K Kaul; Narasimhan Sundaram; James J Schorfheide; Sean C Smyth; Craig Y Sabottke; Richard L Eckes
Original assignee: Exxonmobil Res & Eng Co
Priority date: 2005-01-21
Filing date: 2006-01-23
Publication date: 2007-09-11
Also published as: AU2006209359B2; WO2006079025A1; CA2595588A1; AU2006206276A1; AU2006209359A1; JP2008528418A; SG158909A1; CA2595588C; EP1866056A1; JP5011127B2; US20090120839A1; CA2595585A1; WO2006079023A1; EP1866056B1; WO2006079025A8; WO2006079025A9; AU2006206276B2; MX2007008613A; JP2008528731A; JP5139078B2

Abstract

Procesos de hidroprocesamiento mejorados para mejorar corrientes de refineria a traves del uso de absorcion de oscilacion de presion de ciclo rapido que tiene un tiempo de ciclo de menos de 30 segundos para aumentar la concentracion de hidrogeno en el producto de fase de vapor reciclado a la zona de hidroprocesamiento.

Description

MANEJO DE HIDROGENO MEJORADO PARA UNIDADES DE HIDROPROCESAMIENTO CAMPO DE LA INVENCIÓN Esta invención se relaciona con procesos de hidroprocesamiento mejorados para perfeccionar corrientes de refinería a través del uso de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido que tiene un tiempo de ciclo de menos de un minuto para aumentar la concentración de hidrógeno para uso en unidades de hidroprocesamiento. ANTECEDENTES DE LA INVENCIÓN Los procesos de hidroprocesamiento se utilizan por refinadores de petróleo para mejorar las propiedades y, por lo tanto, el valor de muchas corrientes de refinería. Estas unidades de hidroprocesamiento incluyen unidades de proceso de hidrotratamiento, hidrocraqueo, hidroisomerización e hidrogenación. El hyidroprocesamiento generalmente se logra poniendo en contacto un material de alimentación de hidrocarburo en un recipiente, o zona, de reacción de hidroprocesamiento, con un catalizador de hidroprocesamiento apropiado bajo condiciones de hidroprocesamiento de temperatura y presión elevadas en presencia de un gas de tratamiento que contiene hidrógeno para proporcionar un producto mejorado que tenga las propiedades de producto deseadas, tales como niveles de azufre y nitrógeno, punto de ebullición, concentración aromática, punto de vertido e Índice de viscosidad. Las condiciones de operación y los catalizadores de hidroprocesamiento usados influenciarán la calidad de los productos de hidroprocesamiento resultantes. Varios tipos de operaciones de hidroprocesamiento se practican comercialmente en operaciones de refinado. Por ejemplo, el hidrotratamiento se usa típicamente para eliminar heteroátomos, tales como azufre y nitrógeno, de corrientes de alimentación de hidrocarburo tales como nafta, queroseno, diesel, aceite de gas, aceite de gas al vacío (VGO), y residuos, poniendo en contacto la corriente de alimentación con hidrógeno y un catalizador de hidrotratamiento apropiado, a condiciones de hidrotratamiento de temperatura, presión y regímenes de flujo para resultar en que los heteroátomos se convierten en sulfuro de hidrógeno. Los hidrotratadores también se emplean para mejorar otras propiedades de corrientes de hidrocarburo en la refinería. El hidrocraqueo se usa típicamente para remover azufre y nitrógeno, y para reducir el punto de ebullición de moléculas más pesadas convirtiéndolas en moléculas más ligeras, poniendo en contacto la corriente de alimentación con hidrógeno y un catalizador de hidrocraqueo apropiado, a condiciones de proceso de hidrocraqueo . El hidrodesencerado y la hidroisomerización de destilado y aceites lubricantes modifican la estructura molecular y, por lo tanto, el punto de vertido de estas moléculas, poniendo en contacto la corriente de alimentación con hidrógeno sobre un catalizador apropiado, a condiciones de proceso de hidrodesencerado e hidroisomepzacion. El hidroprocesamiento para olefina y saturación aromática reduce la concentración de aromáticos y olefmas poniendo en contacto la corriente de alimentación con hidrógeno sobre un catalizador apropiado a condiciones de saturación aromatica/olefma. Todas estas operaciones de hidroprocesamiento requieren el uso de hidrógeno, y la cantidad de hidrógeno requerida para operar estas unidades de hidroprocesamiento ha aumentado grandemente debido a varias razones. La presión reguladora en los Estados Unidos, Europa, Asia, y en otros lados ha resultado en un tendencia a procesos de hidroprocesamiento cada vez más severos y/o selectivos para formar productos de hidrocarburo que tienen niveles muy bajos de azufre y otras propiedades hechas especialmente, tales como niveles reducidos de aromáticos, y punto de vertido e índice de viscosidad mejorados. Para mover a proceso de petróleos crudos mas pesados y el mercado reducido de aceite combustible está aumentando la necesidad de hidrocraqueo, nuevamente conduciendo a una demanda de hidrógeno superior. A medida que mejoran las calidades de aceites lubricantes, la necesidad de remover aún más azufre, reducir niveles de aromáticos, y mejorar el punto de vertido y el índice de viscosidad han aumentado la necesidad de hidroprocesairiiento. Además, muchas refinerías reciben cantidades grandes de hidrógeno como un producto secundario de reforma catalítica en su sitio. Sin embargo, las tendencias actuales a reducir aromáticos en gasolina que restringen el uso de reforma de catalítico y eliminando de esta manera una fuente de hidrógeno. De esta manera, existe una necesidad siempre creciente de manejo de hidrógeno mejorado asociado con diversas unidades de proceso. Las unidades de hidroprocesamiento usan cantidades relativamente grandes de hidrógeno que se obtienen frecuentemente de unidades de proceso que generan hidrógeno, ya sea como una corriente de producto principal o como una corriente de producto lateral. La corriente de producto de fase de vapor de unidades de hidroprocesamiento típicamente contiene hidrógeno no reaccionado que se recicla a la zona de reacción de hidroprocesamiento. Puesto que el hidrógeno es un reactivo importante en el hidroprocesamiento, medio económico para purificar hidrógeno en corrientes que contienen hidrógeno usadas como corrientes de alimentación y/o como corrientes de reciclado es deseable. Una mayor concentración de hidrógeno en cualquiera de estos dos tipos de corrientes que contienen hidrógeno permite un proceso más eficiente con producción de alimentación superior. El tipo de alimentación a ser procesado, los requerimientos de calidad de producto, rendimiento, y la cantidad de conversión para una vida de ciclo de catalizador específica determina la presión parcial de hidrógeno requerida para la operación de una unidad de hidroprocesamiento . La presión de operación de unidad y la pureza de gas de reciclado determinan la presión parcial de hidrógeno de la unidad de hidroprocesamiento . Puesto que hay control limitado sobre la composición del gas evaporado del separador de hidroprocesador de corriente abajo o tambor de desprendimiento, la composición de hidrógeno del gas de desprendimiento de reciclado limita la presión parcial de hidrógeno entregada finalmente al reactor de hidroprocesador . Una presión parcial de hidrógeno relativamente inferior en la corriente de gas de reciclado reduce efectivamente la presión parcial del componente de entrada de gas de hidrógeno al reactor y de esta manera afecta adversamente el funcionamiento de operación con respecto a cantidad y calidad de producto, vida de ciclo de catalizador, etc. Para desviar este funcionamiento inferior, la presión de operación del reactor de hidroprocesador se tiene que aumentar, lo que puede ser indeseable desde un punto de vista operacional . Inversamente, aumentando la eficiencia de recuperación de gas de hidrógeno y concentración de hidrógeno, la presión parcial de hidrógeno de la corriente de gas de reciclado se mejora. Esto resulta en un funcionamiento mejorado general de la unidad de proceso de hidroprocesamiento como se mide por estos parámetros. Algunos métodos convencionales se han propuesto que tratan de mejorar la eficiencia de utilización de hidrógeno de la unidad de hidroprocesamiento aumentando la concentración del hidrógeno en la corriente de gas de reciclado. Estos procesos típicamente resultan en costos de equipo adicional significativos y/o requieren cambios significativos en condiciones de operación, tales como temperatura y presión, que típicamente resulta en costos aumentados de capital y operación . Un proceso que se ha adoptado para mejorar la pureza de hidrógeno de la corriente de reciclado en una unidad de hidroprocesamiento es adsorción de oscilación de presión convencionl (CPSA) . Ver, por ejemplo, Patente de EUA No. 4,457,384, expedida el 3 de julio de 1984 a Lummus Crest, Inc. Sin embargo, a fin de incorporar la unidad de PSA, la presión de la corriente de gas efluente de reactor se debe reducir de alrededor de 175.8 kg/cm2 (2,500 psig) a alrededor de 24.6 kg/cm2 (350 psig) . Aún cuando la pureza de la corriente de hidrógeno de reciclado se puede aumentar a alrededor de 99% molar, la corriente gaseosa reciclada se debe someter a compresión para regresarla a 175.8 kg/cm2 (2,500 psig) antes de la introducción hacia la corriente de alimentación de hidroprocesamiento . El resultado neto es que los costos de capital, operación y mantenimiento se aumentan substancialmente mediante la adición de un a compresora grande que se requiere cuando se usa una unidad de PSA convencional. Otro método se describe en la Patente de EUA No. 4,362,613 a Mac ean que se incorpora en la presente por referencia. MacLean utiliza membranas con caídas de presión de hasta 15 atmósferas y que también incurre en costos substanciales de inversión de capital y operación. Por lo tanto existe una necesidad de un proceso mejorado para perfeccionar la eficiencia de utilización de hidrógeno por medios que son compatibles con unidades de hidroprocesamiento existentes. Se desea que este proceso no afecte adversamente la producción de hidroprocesador o la economía total del sistema, incluyendo gastos de capital y gastos de operación, los últimos incluyendo mantenimiento y consumo de energía. En otras palabras, aún cuando diversos procesos de hidroprocesamiento se practican comercialmente , todavía existe una necesidad en el ramo de procesos de hidroprocesamiento mejorados que se puedan practicar más eficientemente y con producción de reactor superior combinando mejoras en recuperación de hidrógeno y purificación con unidades de hidroprocesamiento . COMPENDIO DE LA INVENCIÓN En una modalidad preferida, se proporciona un proceso para mejorar una alimentación de hidrocarburo en una unidad de proceso de hidroprocesamiento, que comprende: a) poner en contacto la alimentación de hidrocarburo en una zona de hidroprocesamiento con hidrógeno, una porción del cual se obtiene de un gas de formación que contiene hidrógeno, y una cantidad catalíticamente efectiva de un catalizador de hidroprocesamiento a condiciones de hidroprocesamiento, resultando de esta manera en una fase líquida y un producto de fase de vapor. b) separar la fase líquida y la fase de vapor, cuya fase de vapor contiene hidrógeno e hidrocarburos ligeros ; c) remover cuando menos una porción de los hidrocarburos ligeros del gas de tratamiento de formación que contiene hidrógeno, el producto de fase de vapor, o ambos, en una unidad de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido que contiene una pluralidad de lechos adsorbentes y que tiene un tiempo de ciclo total de menos de alrededor de 30 segundos y una caída de presión dentro de cada lecho adsorbente mayor de alrededor de 12.7 cm (5 pulgadas) de agua por 30.48 cm (un pie) de longitud de lecho; d) reciclar cuando menos una porción de la fase de vapor del paso c) anterior que tiene una concentración superior de hidrógeno a la zona de hidroprocesamiento . En otra modalidad preferida, la alimentación de hidrocarburo se selecciona del grupo que consiste alimentaciones de escala de ebullición de nafta, queroseno, y alimentaciones de escala de ebullición de combustible a chorro, alimentaciones de escala de ebullición de destilado, residuos y crudos. En todavía otra modalidad preferida, el tiempo de ciclo total o el paso de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido es menos de alrededor de 15 segundos. En todavía otra modalidad preferida, el tiempo de ciclo total es menor de alrededor de 10 segundos y la caída de presión es mayor de alrededor de 25.4 cm (10 pulgadas) de agua por 30.48 cm (un pie) de longitud de lecho para el paso de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido. DESCRIPCIÓN DETALLADA DE LA INVENCIÓN Se ha reconocido que aumentando el uso eficiente de hidrógeno, el equipo existente se podría emplear para aumentar la producción del material de alimentación que resulta en rendimientos superiores de producto. Una ventaja adicional a la utilización más eficiente de hidrógeno es la reducción en la cantidad de hidrógeno de formación que se debe proporcionar, por ejemplo, por una planta de hidrógeno, crio-unidad o reformador. La presente invención es aplicable a cualquier unidad en una refinería de petróleo que utiliza hidrógeno como una corriente de gas de tratamiento, o como una corriente de reciclado, o produce hidrógeno como un producto primario o como una corriente de producto lateral. Es particularmente aplicable a aquellas unidades de proceso que usan hidrógeno como un reactivo para mejorar o convertir una corriente de hidrocarburo a productos de ebullición inferior.

Estas unidades de proceso se refieren típicamente como unidades de hidroprocesamiento . El ramo ha reconocido desde hace tiempo la importancia de mejorar la pureza (concentración) de hidrógeno en la corriente de reciclado de unidades de hidroprocesamiento . Los tipos no limitativos de hidroprocesamiento que se incluyen en la presente son: hidrotratar en donde hidrocarburo ligero, nafta, diesel, destilado, aceites de gas atmosférico y al vacío, queroseno, de chorro, aceites de ciclo, material lubricante y ceras, residuos atmosféricos y de vacío, gasolina de pirólisis y corrientes de crudo se mejoran mediante la remoción de heteroátomos, hidrogenación en donde los enlaces dobles se convierten en olefinas y parafmas y aromáticos se saturan a naftenos así como la remoción de cuando menos una porción de heteroátomos, hidrocraqueo en donde corrientes de ebullición elevada se convierten en corrientes de ebullición inferior más valiosas, hidroisomepzación en donde compuestos parafínicos se convierten en isoparafmas, hidroterminado, que es un proceso de hidrotratamiento suave utilizado particularmente para reemplazar o suplementar el tratamiento con arcilla de aceites lubricantes y ceras. Otro proceso de hidroprocesamiento que se incorporan dentro de esta invención incluyen desencerrado catalítico que es un proceso de hidrocraqueo catalítico que utiliza catalizadores de tamiz molecular para hidrocraquear selectivamente ceras presentes en un material de alimentación hacia fracciones de hidrocarburo más ligero; hidroisomerización de cera en donde las moléculas de cera se convierten en moléculas ramificadas en un a reacción catalítica y se convierten en lubricantes VI elevados . Asimismo, materiales de lubricación y/o aceite de especialidad, tal como materiales de aceite desasfaltado, destilados de aceite lubricante, y refinados de aceite lubricante extraídos con solvente pueden tener sus índices de viscosidad aumentados hidrotratando, empleando catalizadores de hidrotratamiento de sulfuro de metal en volumen específicos seleccionados del grupo de contienen catalizador en volumen de Cr/Ni/sulfuro de Mo, catalizador en volumen de Ni/Mo/sulfuto de Mn y mezclas de los mismos, en donde los catalizadores se preparan de complejos de metal específicos y en donde el catalizador de Ni/Mn/sulfuro de Mo se prepara de un precursor de óxido descompuesto en una atmósfera inerte tal como N2 y subsecuente sulfurados usando H2S/H2, y el catalizador de Cr/Ni/sulfuro de Mo se prepara del precursor de sulfuro y se descompone en una atmósfera que contiene azufre, no oxidante.

En la presente, el término "material de hidrocarburo" se define como una corriente de refinería planta química u otra planta industrial que está comprendida de hidrocarburos que incluyen dichas corrientes en donde niveles pequeños (menos de 5%) de contaminantes de no hidrocarburo tales como, pero no limitados a, azufre, agua, amoníaco, y metales pueden estar presentes en la alimentación de hidrocarburo. El término "hidrocarburos ligeros" significa una mezcla de hidrocarburo comprendida de compuestos de hidrocarburo de alrededor de 1 a alrededor de 5 átomos de carbono en peso (es decir, compuestos de hidrocarburo de peso de Ci a C5) . Se entenderá que los términos "hidrocarburo" e "hidrocarbonáceo" se usan intercambiablemente en la presente cuando se hace referencia a corrientes de alimentación. Las corrientes de alimentación que se pueden hidroprocesar de conformidad con la presente invención son cualesquiera corrientes de alimentación hidrocarbonáceas que se mejoran mediante hidroprocesamiento Ejemplos no limitativos de dichas corrientes de alimentación incluyen corrientes de alimentación de escala de ebullición de hidrocarburo ligero, corrientes de alimentación de escala de ebullición de nafta, queroseno y corrientes de alimentación de escala de ebullición de chorro, diesel y corrientes de alimentación de escala de ebullición de destilado, aceites de ciclo producidos del Craqueador Catalítico de Fluido 8FCC) , aceites de gas atmosférico y de vacío, residuos atmosféricos y de vacío, gasolina de pirólisis, líquidos de Fischer-Tropsch, refinados, ceras, aceites lubricantes, y crudos, así como aceite de gas más pesado y corrientes de alimentación de ebullición de residuo. Por ejemplo, en el caso de hidrotratamiento, heteroátomos tales como azufre y nitrógeno se remueven típicamente de las corrientes de alimentación antes mencionadas, mientras que en el caso de hidrocraquear aceite de gas de escala de ebullición más pesada y corrientes de tipo de residuo se convierten en corrientes de producto de ebullición inferior. Los ejemplos no limitativos de corrientes de alimentación de nafta que se pueden tratar de conformidad con la presente invención son aquellas que contienen componentes que hierven en la escala de alrededor de 10°C (50°F) a alrededor de 232°C (450°F), a presión atmosférica. La corriente de alimentación de nafta generalmente contiene nafta craqueada que usualmente comprende nafta de unidad de craqueo catalítica fluida (nafta catalítica de FCC) , nafta de coquificador, nafta de hidrocraqueador , nafta de hidrotratador de residuo, gasolina natural desbutanizada (DNG) , y componentes de mezcla de gasolina de otras fuentes en donde se puede producir una corriente de escala de ebullición de nafta. Los ejemplos no limitativos de corrientes de alimentación de destilado que se pueden tratar de conformidad con la presente invención son aquellas que hierven en la escala de alrededor de 288°C (55°F) , tal como aceites de gas atmosférico, aceites de gas de vacío, residuos de vacío y atmosféricos desasfaltadas, aceites residuales suavemente craqueados, destilados de coquificador , destilados de carrera recta, aceites desasfaltados con solvente, aceites derivados de pirólisis, aceites sintéticos de ebullición elevada, aceites de ciclo y destilados de craqueador catalítico Un material de alimentación de hidrotratamiento preferido es un aceite de gas u otra fracción de hidrocarburo que tiene cuando menos 50% en peso, y más usualmente cuando menos 75% en peso de sus componentes que hiervan a temperaturas entre alrededor de 316°C (600°F) y 538°C (1000°F) . Los aceites crudos también pueden ser alimentación de conformidad con la presente invención. Las corrientes de alimentación de hidrocarburo ilustrativas que se mejoran mediante hidrocraqueo incluyen aquellos que contienen componentes con ebullición superior a alrededor de 260°C (500°F), tal como líquidos de Fischer-Tropsch, aceites de gas atmosférico, aceites de gas al vacío, residuos desasfaltados, al vacío y atomosféneos , aceites residuales hidrotratados o suavemente hidrocraqueados , destilados de coquificador , destilados de carrera recta, aceites desasfaltadas con solvente, aceites derivados de pirólisis, aceites sintéticos de ebullición elevada, aceites de ciclo y destilados de craqueador catalítico. Una corriente de alimentación de hidrocraqueo preferida es un aceite de gas u otra fracción de hidrocarburo que tiene cuando menos 50% en peso, y más usualmente por lo menos 75% en peso, de sus componentes que hierven a temperaturas por encima del punto de extremo del producto deseado. Una de las corrientes de alimentación de aceite de gas más preferidas contendrá componentes de hidrocarburo que hierven por encima de 260°C (500°F), con los mejores resultados siendo logrados con alimentaciones que contienen cuando menos 25 por ciento en volumen de los componentes con ebullición entre alrededor de 315°C (600°F) y 538°C (1000°F) . Una corriente de alimentación pesada preferida hierve en la escala de alrededor de 93 °C a alrededor de 565°C (200-1050°F) . Las corrientes de alimentación de hidroisomerización son típicamente parafímeas, tales como corrientes de cera, particularmente ceras de Fischer-Tropsch y parafmas ligeras. El término "hidrotratamiento" que se usa en la presente se refiere a procesos en donde un gas de tratamiento que contiene hidrógeno se usa en presencia de catalizadores apropiados que son principalmente activos para la remoción de heteroátomos, tales como azufre y nitrógeno y para alguna hidrogenación de aromáticos. Los catalizadores de hidrotratamiento apropiados para uso en la presente invención son cualesquiera catalizadores de hidrotratamiento convencionales conocidos e incluyen aquellos que están comprendidos de cuando menos un metal del Grupo VIII, de preferencia hierro, cobalto y níquel, más preferentemente cobalto y/o níquel y cuando menos un metal del Grupo VI, de preferencia molibdeno y tungsteno, ya sea como un catalizador en volumen, o soportado sobre un material de soporte de área superficial elevada, de preferencia alúmina. Otros catalizadores de hidrotratamiento apropiados incluyen catalizadores zeolíticos, así como catalizadores de metal noble, en donde el metal noble se selecciona de paladio y platino. Está dentro del alcance de la presente invención que más de un tipo de catalizador de hidrotratamiento se use en el mismo recipiente de reacción. El metal del Grupo VIII está típicamente presente en una cantidad que varía de alrededor de 2 a alrededor de 20% en peso, de preferencia de alrededor de 4 a alrededor de 12% en peso. El metal del Grupo VI típicamente estará presente en una cantidad que varia de alrededor de 1 a alrededor de 25% en peso, de preferencia de alrededor de 2 a alrededor de 25% en peso. Como se mencionó previamente, las temperaturas de hidrotratamiento típicas varían de alrededor de 204°C (400°F) a alrededor de 482°C (900°F) con presiones de alrededor de 3.5 MPa (500 psig) a alrededor de 17.3 MPa (2500 psig) , de preferencia de alrededor de 3.5 MPa (500 psig) a alrededor de 13.8 MPa (2000 psig) y una velocidad espacial horaria líquida de la corriente de alimentación de alrededor de 0.1 hr"1 a alrededor de 10 hr"1. Los metales activos empleados en los catalizadores de hidrcraqueo preferidos de la presente invención como componentes de hidrogenación son aquellos del Grupo VIII de la Tabla Periódica de los Elementos, es decir, hierro, cobalto, níquel rutenio, rodio, palad o, osmio, iridio y platino. Uno o más metales promotores también pueden estar presentes. Los metales promotores preferidos son aquellos del Grupo VIB, v.gr., molibdeno y tungsteno, más preferentemente molibdeno. La cantidad de componente de metal de hidrogenación en el catalizador puede variar dentro de escalas amplias. Hablando ampliamente, cualquier cantidad de entre 0.05 por ciento y 30 por ciento en peso se puede usar. En el caso de los metales nobles, se prefiere usar alrededor de 0.05 a alrededor de 2 por ciento en peso de estos metales. El método preferido para incorporar el componente de metal de hidrogenación es poner en contacto un material de base de zeolita, de preferencia una zeolita con la estructura de Faujasita o Zeolita Beta, con una solución acuosa de un compuesto apropiado del metal deseado, en donde el metal está presente en una forma catiónica. Después de la adición del metal o metales de hidrogenación seleccionados, el polvo catalizador resultante se filtra luego, se seca, granula con lubricantes añadidos, aglutinantes o lo semejante si se desea, y se calcina en aire a temperaturas de v.gr., 371°- 648°C (700°-1200°F) a fin de activar el catalizador y descomponer los iones de amonio. Alternativamente, el componente de zeolita primero se puede granular, seguido por la adición del componente de hidrogenación y activación por calcinación. Los catalizadores anteriores se pueden emplear en forma no diluida, o el catalizador de zeolita pulverizada se puede mezclar y cogranular con otros catalizadores relativamente menos activos, diluyentes o aglutinantes tales como alúmina, gel de sílice, cógeles de sílice-alúmina, arcillas activadas y lo semejante en proporciones que varían entre 5 y 90 por ciento en peso. Estos diluyentes se pueden emplear como tales o pueden contener una proporción menor de un metal de hidrogenación añadido tal como metal del Grupo VIB y/o del Grupo VIII. Catalizadores de hidrocraqueo promovidos con metal adicionales también se pueden utilizar en el proceso de la presente invención que comprende, por ejemplo, tamices moleculares de alummofosfato, cromosilicados cristalinos y otros silicatos cristalinos. Los cromosilicatos cristalinos se describen más completamente en la Patente de EUA No. 4,363,718 (Klotz). El hidrocraqueo se realiza típicamente a una temperatura de alrededor de 232 °C (450 °F) a alrededor de 468°C (875°F) , a una presión de alrededor de 3.6 MPa (500 psig) a alrededor de 20.8 MPa (3000 psig) , a una velocidad espacial horaria líquida (LHSV) de alrededor de 0.1 a alrededor de 30 hr 1, y a un régimen de circulación de hidrógeno de alrededor de 337 m3/m3 normales (2000 pies cúbicos convencionales por barril) a alrededor de 4200 m3/m3 normales (25,000 pies cúbicos convencionales por barril) . De conformidad con la presente invención, el término "conversión substancial a productos de ebullición inferior" se intenta que connote la conversión de cuando menos 5 por ciento en volumen del material de alimentación fresco a productos de ebullición inferior. En una modalidad preferida, la conversión por paso en la zona de hidrocraqueo es en la escala de alrededor de 15% a alrededor de 45%. Más preferentemente, la conversión por paso está en la escala de alrededor de 20% a alrededor de 40%. La hidroisomepzación del material de hidrocarburo se realiza en una zona de hidroisomerización que incluye un catalizador de hidroisomepzación, la presencia de hidrógeno, y que se opera bajo condiciones de hidroisomerización suficientes para hidrogenar diolef as a mono-olefmas y para isomerizar mono-olefmas . De preferencia, las condiciones de hidroisomepzación incluyen una temperatura en la escala de alrededor de -32°C a alrededor de 260°C (0°F a alrededor de 500°F) , más preferentemente de alrededor de 24°C a alrededor de 204 °C (75°F a alrededor de 400°F, y más preferentemente de 38°C a alrededor de 93°C (100°F a 200°F) ; una presión en la escala de alrededor de 7.03 kg/cm2 (100 psig) a alrededor de 105.45 kg/cm2 (1500 psig) , más preferentemente de alrededor de 10.545 kg/cm2 (150 psig) a alrededor de 70.30 kg/cm2 (1000 psig) , y más preferentemente de 14.06 kg/cm2 (200 psig) a 42.16 kg/cm2 (600 psig) ; y una velocidad espacial horaria de líquido (LHSV) en la escala de 1 hr 1 a alrededor de 50 hr"1, y más preferentemente de 5 hr 1 a 15 hr"1. La hidroisomepzación de hidrocarburos parafínicos típicamente emplea un catalizador compuesto de un metal noble, alúmina y cloro, el catalizador preparado tratando un compuesto de un metal noble y alúmina con una sal inorgánica u orgánica de aluminio, de preferencia nitrato de aluminio, calcinando el compuesto tratado y a continuación poniendo en contacto el compuesto con un agente de activación de cloruro convencional . La hidroisomerización de cera también es un proceso importante, especialmente cuando se convierten ceras de petróleo así como ceras de Fischer-Tropsch en combustbiels y productos lubricantes más valioso tienen puntos de vertido aceptables con un elevado índice de viscosidad. Las ceras se hidroisomepzan típicamente usando un catalizador que contiene un componente de metal de hidrogenación típicamente uno del Grupo IV, o Grupo VII de la Tabla Periódica, o mezclas de los mismos. La reacción se conduce ba o condiciones de temperatura entre alrededor de 260°C (500°F) a 399°C (750°C, de preferencia entre alrededor de 299°C (570°F) ( a 360°C (680°F), y presiones de alrededor de 35.15 a 210.90 kg/cm2 (500 a 3000 psi) de H2 , de preferencia de alrededor de 35.15-165.45 kg/cm2 (500-1500 pis) de H2 , a regímenes de gas de hidrógeno de 1000 a 10,000 SCF/barril, y a velocidades espaciales en la escala de 0.1 a 10 v/v/hr, de preferencia de v/v/hr. Después de la hidroisomerización, el isomerato se fracciona hacia un corte de lubricantes y un corte de combustibles. El corte de lubricantes puede luego desencerarse para recuperar cera no convertida. En Adsorción de Oscilación de Presión Convencional ("PSA convencional"), una mezcla gaseosa se conduce bajo presión durante un período de tiempo sobre un primer lecho de un sorbente sólido que es selectivo y relativamente selectivo para uno o más componentes, usualmente considerado como un contaminante que se va a eliminar de la corriente de gas. Es posible remover dos o más contaminantes simultáneamente pero por conveniencia, el componente o componentes que se van a remover se referirán en singular y se mencionarán como un contaminante. La mezcla gaseosa se hace pasar sobre un primer lecho de adsorción en un primer recipiente y sale del lecho agotado en el contaminante que permanece sorbido en el lecho.

Después de un tiempo predeterminado o, alternativamente cuando se observa rotura del contaminante, el flujo de la mezcla gaseosa se cambia a un segundo lecho de adsorción en un segundo recipiente para que continúe la purificación.

Mientras que el segundo lecho está en servicio de adsorción, el contaminante sorbido se separa del primer lecho de adsorción mediante una reducción en presión, usualmente acompañada por un flujo de reversa de gas para desorber el contaminante. A medida que la presión en los recipientes se reduce, el contaminante previamente adsorbido en el lecho se desorbe progresivamente hacia el sistema de gas posterior que típicamente comprende un tambor de gas posterior grande, junto con un sistema de control diseñado para reducir al mínimo las fluctuaciones de presión a sistemas de corriente abajo. El contaminante se puede recoger del sistema de gas posterior de cualquier manera apropiada y procesarse adicionalmente o desecharse como sea apropiado. Cuando se completa la desorbción, el lecho sorbente se puede purgar con una corriente de gas inerte, v.gr., nitrógeno o una corriente purificada del gas de proceso. La purga se puede facilitar mediante el uso de una corriente de gas de purga de temperatura superior. Después, v.gr., de la interrupción en el segundo lecho, y después de que el primer lecho se ha regenerado de manera que nuevamente está preparado para servicio de adsorción, el flujo de la mezcla gaseosa se cambia del segundo lecho al primer lecho, y el segundo lecho se regenera. El tiempo de ciclo total es la duración de ciclo total es la duración de tiempo desde cuando la mezcla gaseosa primero se conduce al primer lecho en un primer ciclo al tiempo cuando la mezcla gaseosa se conduce al primer lecho en el ciclo inmediatamente sucesivo, es decir, después de una sola regeneración del primer lecho. El uso de tercero, cuarto, quinto, etc., recipientes además del segundo recipiente, como se pueda necesitar cuando el tiempo de adsorción es corto pero el tiempo de desorbción es largo, servirá para aumentar el tiempo de ciclo. De esta manera, en una configuración, un ciclo de oscilación de presión incluirá un paso de alimentación, cuando menos un paso de despresupzación, un paso de purga, y finalmente un paso de represurización para preparar el material adsorbente para remtroducción al paso de alimentación. La sorbción de los contaminantes usualmente ocurre mediante sorbción física hacia el sorbente que normalmente es un sólido poroso tal como alúmina, sílice o sílice-alúmina que tiene una afinidad para el contaminante. Las zeolitas se usan frecuentemente en muchas aplicaciones puesto que pueden exhibir un grado significativo de selectividad para ciertos contaminantes debido a sus tamaños de poro controlados y predecibles. Normalmente, la reacción química con el sorbente no se favorece en vista de la dificultad aumentada de lograr desorbción de especies que han quedado químicamente ligadas al sorbente pero la quimisorbción de ninguna manera se debe excluir si los materiales sorbidos se pueden desorber efectivamente durante la porción de desorpción del ciclo, v.gr., por el uso de temperaturas superiores hermanadas con la reducción en presión . La PSA convencional no es apropiada para uso en la presente invención debido a una variedad de razones. Por ejemplo, las unidades de PSA convencionales son costosas de construir y operar y son mucho mayores en tamaño para la cantidad de hidrógeno que necesita recuperarse de dichas corrientes en comparación con RCPSA. Asimismo, una unidad de adsorción de oscilación de presión convencional generalmente tendrá tiempos de ciclo en exceso de un minuto, típicamente en exceso de 2 a 4 minutos debido a las limitaciones de tiempo requeridas para permitir la difusión de los componentes a través de los lechos mayores utilizados en PSA convencional y la configuración de equipo y válvulas involucrados. En su lugar, la adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido se utiliza que tiene tiempos de ciclo de menos de un minuto. Los tiempos de ciclo totales pueden ser menos de 30 segundos, de preferencia menos de 15 segundos, más preferentemente menos de 10 segundos, aún más preferentemente menos de 5 segundos, y aún con mayor preferencia menos de 2 segundos. Además, las unidades de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido usadas pueden hacer uso de sorbentes substancialmente diferentes, tales como, pero no limitados a materiales estructurales tales como monolitos. El régimen de adsorción total de los procesos de adsorción, ya sea PSA convencional o RCPSA, se caracteriza por la constante de régimen de transferencia de masa en la fase de gas (tg) y la constante de régimen de transferencia de fase en la fase sóliga (ts) . Los regímenes de transferencia de masa de un material de un material dependen del adsorbente, el compuesto adsorbido, la presión y la temperatura. La constante de régimen de transferencia de masa en la fase de gas se define como: tg = Dg / Rg2 (en cm2/seg) (1) en donde Dg es el coeficiente de difusión en la fase de gas y Rg es la dimensión característica del medio de gas. Aquí, la difusión de gas en la fase de gas, Dg, es bien conocida en el ramo y la dimensión característica del medio de gas, Rg se define como la anchura de canal entre dos capas del material adsorbente estructurado La constante de régimen de transferencia de masa en la fase sólida de un material se define como: t? = Ds / Rs2 (en cm2/seg) (2) en donde Ds es el coeficiente de difusión en la fse sólido y Rs es la dimensión característica del medio sólido. Aquí el coeficiente de difusión de gas en la fase sólida, Ds, es bien conocido en el ramo y la dimensión característica del medio sólido, Rs se define como la anchura de la capa adsorbente. D. M. Ruthven y C. Thaeron, Performance of a Parallel Passage Absorbent Contactor, Separation and Purification Technology 12 (1997) 43-60, que se incorpora por referencia, aclara que para flujo a través de un monolito o un adsorbente estructurado que la anchura de canal es una buena dimensión característica para el medio de gas, Rg . La Patente de EUA 6,607,584 a Moreau y col., que se incorpora por referencia, también describe los detalles para calcular estos regímenes de transferencia y coeficientes asociados para un adsorbente determinado y composición de corriente convencional para PSA convención. El cálculo de estas constantes de régimen de transferencia de masa es bien conocido por uno de experiencia ordinaria en el ramo y también se puede derivar por uno de experiencia ordinaria en el ramo de datos de prueba convencionales.

La PSA convencional se basa en el uso de lechos adsorbentes de adsorbentes en partículas. Adicionalmente , debido a restricciones de construcción, la PSA convencional usualmente está comprendida de 2 o más lechos separados que ciclan de manera que cuando menos uno o más lechos esté totalmente o cuando menos parcialmente en la porción de alimentación del ciclo en cualquier momento a fm de limitar las interrupciones o corrientes en el flujo de proceso tratado. Sin embargo, debido al tamaño relativamente grande de equipo PSA convencional, el tamaño de partícula del material adsorbente está por lo general limitado a tamaños de partícula de alrededor de 1 mm y superior. Por lo demás, la caída de presión excesiva, tiempos de ciclo aumentados, desorbción limitada y canalización de materiales de alimentación resultará. La RCPSA utiliza un sistema de válvulas giratorias para conducir el flujo de gas a través de un módulo sorbedor giratorio que contiene un número de compartimentos separados cada uno de los cuales se cicla sucesivamente a través de los pasos de sorbción y desorbción a medida que el módulo giratorio completa el ciclo de operaciones. El módulo sorbedor giratorio está normalmente comprendido de tubos retenidos entre dos placas de sello en cualquier extremo del módulo sorbedor giratorio en donde las placas de sello están en contacto con un estator comprendido de distribuidores separados en donde el gas de entrada se conduce a los tubos de RCPSA y el gas de producto purificado procesado y el gas posterior que sale de los tubos de RCPSA se conduce en alejamiento del módulo sorbedor giratorio. Mediante disposición apropiada de las placas de sello y distribuidores, el número de compartimentos individuales, pasando a través de los pasos características del ciclo completo en cualquier tomento. En contraste con la PSA convencional, las variaciones de flujo y presión requeridas para el ciclo de sorbción/desorbción se puede cambiar en un número de incrementos separados del orden de segundos por ciclo, que suave las pulsaciones de régimen de presión y flujo encontradas por la compresión y maquinaria de válvulas. De esta forma, el módulo de RCPSA incluye elementos de válvula angularmente espaciados alrededor de la trayectoria circular tomada por el módulo de sorbción de rotación de manera de que cada compartimiento se pase sucesivamente a una trayectoria de flujo de gas en la dirección y presión apropiadas para lograr uno sde los pasos de dirección de presión/flujo en incrementos en el ciclo de RCPSA completo. Una ventaja clave de la teconología de RCPSA es un uso mucho más eficiente del material adsorbente. Puesto que la cantidad de adsorbente requerido con tecnología de RCPSA puede ser solamente una fracción de aquella requerida para tecnología de PSA convencional para lograr las mismas cantidades y calidades de separación. La huella, inversión y la cantidad de adsorbente activo requerida para RCPSA sea significativamente inferior a aquella para una unidad de PSA convencional que procesa una cantidad equivalente de gas. En una modalidad, las caídas de presión unitarias de longitud de lecho de RCPSA, las actividades de adsorción requeridas, y restricciones mecánicas ddebidas a aceleración centrífuga de los lechos giratorios en RCPSA), impiden el uso de muchos materiales de lecho adsorbentes de PSA convencional, en particular adsorbentes que están en una forma granulada suelta, en partículas, en cuentes o extruida. En una modalidad preferida, los materiales adsorbentes se aseguran a un material de estructura inferior de soporte para uso en un aparato giratorio de RCPSA. Por ejemplo, una modalidad del aparato de RCPSA giratorio puede estar en la forma de hojas adsorbentes que comprenden material adsorbente acoplado a un material de refuerzo estructurado. Un aglutinante apropiado se puede usar para fijar el material adsorbente al material de refuerzo. Ejemplos no limitativos de material de refuerzo incluyen monolitos, una matriz de fibra mineral, 8tal como una matriz de fibra de vidrio) , una matriz de alambre de metal 8tal como un tamiz de malla de alambre) , o una hoja delgada de metal (tal como hoja delgada de aluminio), que puede estar anodizada. Las hojas adsorbentes se pueden hacer revistiendo una suspensión de un componente adsorbente apropiado, tal como cristales de zeolita con constituyentes aglutinantes hacia el material de refuerzo, tal como cambray de fibra de fibra no tejido, telas de metal tejidas, y hojas delgadas de aluminio expandidas. En una modalidad particular, las hojas o material adsorbente están revestidos sobre un soporte de cerámica. Un absorbente en una unidad RCPSA típicamente comprende una fase sólida de adsorbente formada de uno o más materiales adsorbentes y una fase de gas permeable a través de la cual los gases que se van a separar fluyen de la entrada a la salida del adsorbente, los componentes a ser removidos estando fijos en la fase sólida. Esta fase de gas se llama "fase de gas circulante" o más simplemente "fase de gas". La fase sólida incluye una red de poros, el tamaño medio de los cuales es usualmente entre aproximadamente 0.02 um y 20 um. Puede haber una red de poros aún menores, llamados "microporos", estos siendo encontrados, por ejemplo, en adsorbentes de carbono microporosos o zeolitas. Como se mencionó previamente, la fase sólida se puede depositar en un soporte no adsorbente, la función del cual es proporcionar resistencia mecánica o soporte, o bien para jugar un papel de conducción térmica o almacenar calor. El fenómeno de adsorción comprende dos pasos principales, a decir pasaje de adsorbato de la fase de gas circulante hacia la superficie de la fase sólida, seguido por pasaje del adsorbato de la superficie al volumen de la fase sólida hacia los sitios de adsorción. En una modalidad, la RCPSA utiliza un adsorbente estructurado que se incorpora en tubos utilizados en el aparato de RSPCA. Estos adsorbentes estructurados tienen un régimen de transferencia de masa inesperadamente elevado puesto que el flujo de gas es a través de los canales formados por las hojas estructuradas del adsorbente que ofrece una mejora significativa en transferencia de masa en comparación con una disposición de lecho fijado empacado tradicional como se utiliza en PSA convencional. La relación del régimen de transferencia de masa de la fase de gas (tg) y el régimen de transferencia de masa de la fase sólida (ts) en la presente invención es mayor de 10, de preferencia mayor de 25, más preferentemente mayor de 50. Estas relaciones de régimen de transferencia de masa extraordinariamente elevadas permiten a la RCPSA producir hidrógeno de alta pureza a un régimen de recuperación elevado con solamente una fracción del tamaño de equipo, volumen de adsorbente, y costo de PSA convencional . Las modalidades de adsorbente estructurado también resultan en caldas de presión significativamente mayores que se logran a través del adsorbente que la PSA convencional sin los efectos perjudiciales asociados con la tecnología de lecho en partículas. Los lechos adsorbentes se pueden diseñar con caídas de presión de longitud de unidad de lecho adsorbente mayor de 12.7 cm (5 pulgadas) de agua por 40.38 cm (un pie) de longitud de lecho, más preferentemente mayor de 25.4 cm 810 pulgadas) de H2O/30.48 cm (un pie), y aún más preferentemente mayor de 50.8 cm (20 pulgadas) de H^O/30.48 cm (un pie) . Esto es en contraste con unidades de PSA convencionales en donde las caídas de presión de longitud unitaria de lecho adsorbente están generalmente limitadas a menos de alrededor de 12.7 cm (5 pulgadas) de H2O/30.48 cm (un pie) dependiendo del adsorbente usado, con las unidades de PSA más convencionales estando diseñadas con una caída de presión de alrededor de 2.54 cm (1 pulgada) de H2)/30.48 cm (un pie) o menos para reducir al límite de problemas discutidos que están asociados con los lechos mayores, tiempo de ciclo largo, y absorbentes en partículas de unidades de PSA convencionales. Los lechos adsorbentes de PSA convencional no pueden acomodar caídas de presión superiores debido al riesgo de fluidizar los lechos que resulta en atrición excesiva e interrupciones de unidad prematuras debidas a problemas de equipo acompañante y/o una necesidad de añadir o reemplazar materiales adsorbentes perdidos. Estas caídas de presión de longitud unitaria de lecho adsorbente marcadamente superiores permite que los lechos adsorbentes de RCPSA sean significativamente más compactos, más cortos, y eficientes que la PSA convencional. El logro y acomodo de las caídas de presión de longitud unitaria elevada de la modalidad actual permiten que se logren velocidades de vapor elevadas a través de los lechos absorbentes estructurados. Esto resulta en un mayor régimen de contacto de masa entre los fluidos de proceso y los materiales adsorbentes en una unidad de tiempo que se puede lograr por PSA convencional. Esto resulta en longitudes de lecho más cortas, regímenes de transferencia de fase de gas (tq) superiores y recuperación de hidrógeno mejorado. Con estas longitudes de lecho significativamente más cortas, las caídas de presión totales de la aplicación de RSCPA de la presente invención se pueden mantener a diferenciales de presión de lecho totales durante el ciclo de alimentación de alrededor de 0.703 a 3.515 kg/cm*2 (10 a 50 psig) , de preferencia, menos de 2.109 kg/cm" (30 psig) , mientras que reducen al mínimo los lechos adsorbentes activos a menos de 1.524 m (5 pies) de longitud, de preferencia menos de 60.96 cm (2 pies) de longitud y tan cortos como menos de 30.48 cm (1 pie) de longitud. Los niveles de presión absoluta empleados durante el proceso de RCPSA no son críticos siempre que el diferencial de presión entre los pasos de adsorción y desorbción sea suficiente para ocasionar un cambio en la carga de fracción de absorbato en el adsorbente proporcionando de esta manera una carga delta efectiva para separar los componentes de corriente procesados por la unidad de RCPSA. La escala de niveles de presión típica de alrededor de 3.515 a 140.60 kg/cm¿ (50 a 2000 psia) , más preferentemente de alrededor de 5.624 a 35.15 kg/cm'' (80 a 500 psia) durante el paso de adsorción. Sin embargo, se debe observar que las presiones reales utilizadas durante las etapas de alimentación, despresupzación, purga y represurizacion son altamente dependientes de muchos factores incluyendo, pero no limitados a, la presión y temperatura de operación reales de la corriente total que se va a separar, composición de corriente, y porcentaje de recuperación deseado y pureza de la corriente de producto de RCPSA. Las Patente de EUA Nos. 6,406,523; 6,451,095; 6,488,747; 6,533,846 y 6,565,635, todas las cuales se incorporan en la presente por referencia, describen diversos aspectos de tecnología de RCPSA. En una modalidad, el sistema de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido tiene un tiempo de ciclo total, tTOt. para separar un gas de alimentación en gas de producto (en este caso, una corriente enriquecida con hidrogeno) y un gas posterior (descarga) . El método generalmente incluye los pasos de conducir el gas de alimentación que tiene una pureza F% de hidrógeo, en donde F es el porcentaje de gas de alimentación que es el componente débilmente adsorbible (hidrogeno) , en un lecho adsorbente que adsorbe selectivamente el gas posterior y pasa el gas de producto de hidrógeno fuera del lecho, durante el tiempo, tfc, en donde el gas de producto de hidrogeno tiene una pureza Po y un régimen de recuperación de R%. La recuperación R° es la relación de cantidad de hidrógeno retenido en el producto a la cantidad de hidrógeno disponible en la alimentación. Luego el lecho de despresuriza a co-comente durante un tipo, tCo, seguido por despresurización a contra-corriente del lecho durante un tiempo, tN, en donde el desorbato (gas posterior o gas de descarga) se libera del lecho a una presión maytor que o igual a 2.109 kg/cm (30 psig). El lecho se purga durante un tiempo, tP, típicamente con una porción del gas de producto de hidrógeno. Subsecuentemente, el lecho se represuriza durante un tiempo, tRr, típicamente con una porción de gas de producto de hidrógeno o gas de alimentación, en donde el tiempo de ciclo, tTot.- es igual a la suma de los tiempos de ciclo individuales que comprenden el tiempo de ciclo total, es decir, tTOT = t F + tr;u + tcN + t F + t R P ( 3 ) Esta modalidad abarca, pero no está limitada a, procesos de RCPSA tales como ya sea el régimen de recuperación, R% > 80% para una relación de pureza de producto a pureza de alimentación, P%/F% <1.1. Los resultados que apoyan estas escalas de recuperación y pureza se pueden encontrar en los Ejemplos 4 a 10 abajo. Otras modalidades incluirán aplicaciones de RCPSA en procesos en donde los regímenes de recuperación son muy inferiores a 80%. Las modalidades de RCPSA no están limitadas a exceder cualquier régimen de recuperación o umbrales de pureza y se pueden aplicar a regímenes dé recuperación y/o purezas tan bajas como se desee o sean económicamente justificables para una aplicación particular. También se debe observar que está dentro del alcance de esta invención que los pasos t or tCN, o tt de la ecuación (3= anterior se pueden omitir juntos o en cualquier combinación individual. Sin embargo, se prefiere que todos los pasos en la ecuación (3) anterior se realizan y que solamente uno de los pasos t(-, o tCN se omita del ciclo total. En una modalidad, el gas posterior también se libera preferentemente a una presión suficientemente elevada de manera que el gas posterior se pueda alimentar a otro dispositivo ausente de compresión de gas posterior. Más preferentemente, la presión de gas posterior es mayor que o igual a 4.218 kg/cm (60 psig) . En una modalidad más preferida, la presión de gas posterior es mayor que o igual a 5.624 kg/cm (80 psig) . A presiones superiores, el gas posterior se puede conducir a un cabezal de combustible o directamente a otra unidad de proceso en una refinería o unidad petroquímica, tal como una unidad de hidroprocesamiento, unidad de reforma, una unidad de craqueador catalítico fluidizado o una unidad de síntesis de metano. También está dentro del alcance de esta invención para esta modalidad particular que el único paso en la despresupzación del lecho es flujo de co-corpente. Es decir, se omite el paso de despresurización de contracorriente . La práctica de la presente invención pueden tener los siguientes beneficios: (a) Aumentar la pureza de corrientes que contienen hidrógeno disponibles como gas de formación, o de corrientes que se deben mejorar a pureza superior antes de que sean apropiadas como gas de formación. (b) aumentar la pureza de corrientes de gas de reciclado que contienen hidrógeno que resulta en un aumento en pureza de gas de tratamiento de hidrógeno total en el reactor para permitir severidad de hidrotratamiento superior o tratamiento de productoadicional . (c) Usar la recuperación de H2 de gases de purga de hidroprocesamiento, ya sea en donde las concentraciones significativas de H2S están presentes (antes de limpieza de gas) o después de limpieza de gas (típicamente zlOO vppm de H2S) . En el hidroprocesamiento, la pureza de H2 aumentada se traduce en presiones parciales de H2 superiores en los reactores de hidroprocesamiento. Esto aumenta las cinéticas de reacción y disminuye el régimen de desactivación de catalizador. Los beneficios de presiones parciales de H2 superiores se puede explotar en una variedad de formas, tales como: operar a temperatura de reactor inferior, que reduce costos de energía, disminuye desactiviación de catalizador, y prolonga la vida de catalizador; aumentando el régimen de alimentación unitaria; procesamiento de materiales de alimentación mas acidas (azufre superior) , procesamiento de concentraciones superiores de materiales de alimentación craqueados; color de producto mejorado, particularmente cerca del extremo de carrera; eliminación del cuello de botella de los compresores existentes y/o circuitos de gas de tratamiento iscf de H^ aumentado a flujo total constante, o el mismo scf de H2 a flujo total inferior) , y otro medio que sería aparente a un experto en el ramo. La recuperación de H2 aumentada también ofrece beneficios potenciales significativos algunos de los cuales se describen como sigue. (i) reducir la demanda de fuentes compradas, fabricadas u otras de H dentro de la refinería; ?i?) aumentar los regímenes de alimentación de hidroprocesamiento a demandas de gas de formación constantes dexistente) como resultado de la recuperación de hidrógeno aumentada; (iii) mejorar la pureza de hidrógeno en el hidroprocesamiento para eficiencias mejoradas de remoción de heteroátomo; (iv) remover una porción del H2 del gas de combustible de refinería que es perjudicial al gas de combustible debido a valor de BTU bajo del hidrógeno que puede presentar limitaciones de capacidad de combustión y dificultades de algunos quemadores de horno; (v) Otros beneficios que serían aparentes a uno con conocimiento en el ramo- Dependiendo del diseño de RCPSA específico, otros contaminantes, tales como, pero no limitados a C02, agua, y amoníaco también se puede remover de una alimentación. Una porción de la corriente de vapor limpia se puede desviar de la unidad de RCPSA. Los siguientes ejemplos se presentan para propósitos ilustrativos solamente y no deben citarse como siendo limitativos en forma alguna. EJEMPLOS Ejemplo 1 En este ejemplo, la corriente de refinería está a 33.744 kg/cm? (480 psig) con gas posterior a 4.569 kg/cm^ (65 psig) mediante lo cual la oscilación de presión es 6.18. La composición de alimentación y presiones son típicas de unidades de procesamiento de refinería tales como aquellas encontradas en aplicaciones de hidroprocesamiento o hidrotratamiento. En este ejemplo, los hidrocarburos típicos se describen por su número de carbono, es decir, Ci = metano, C2 = etano, etc. La RCPSA es capaz de producir hidrógeno a >99% de pureza y >81% de recuperación a través de una escala de regímenes de flujo. Los cuadros la y lb muestran los resultados de simulación de computadora de la RCPSA y los porcentajes de entrada y salida de los diferentes componentes para este ejemplo, Los Cuadros la y lb muestran como disminuye la pureza de hidrógeno a medida que se aumenta la recuperación de 89.7% a 91.7% para una corriente de 6 MMSCFD a 33.755 kg/cm2 (480 psig) y el gas posterior a 4.569 kg/cm''' (65 psig) . Cuadros la y lb Composición (% molar) de entrada y salida de RCPSA (1,897.172 1 (67 pies cúbicos)) en purificación de H2. La alimentación está a 33.744 kg/cur (480 psig), 50°C (122°F) y Gas posterior a 4.569 kg/cpr (65 psig) . El régimen de alimentación es alrededor de 6 MMSCFD. Cuadro la - Pureza superior Los tiempos en segundos son tF = 1, tCo = 0.167, tCN = 0, tP = 0.333, tRP = 0.5 H2 a 98.6% de pureza, 89.7% de recuperación ALIMENTACIÓN PRODUCTO GAS POSTERIOR H2 88.0 98.69 45.8 Cl 6.3 1.28 25.1 C2 0.2 0.01 1.0 C3 2.6 0.01 12.3 C4+ 2.9 0.00 14.8 H20 2000 vppm 65 vppm 9965 vppm TOTAL (MMSCFD) 6.162 4.934 1.228 33.744 kg/cm2 35.041 kg/cm2 4.569 kg/cm? (480 psig) (470 psig) (65 psig) Cuadro lb - Pureza superior Los Tiempos de Paso en segundos son tF = 1, tCo = 0.333, t = 0, tP = 0.167, tRP = 0.5 H2 a 97.8% de pureza, 91.7% de recuperación ALIMENTACIÓN PRODUCTO GAS POSTERIOR H2 88.0 97.8 45.9 Cl 6.3 2.14 25.0 C2 0.2 0.02 1.0 C3 2.6 0.02 12.3 C4+ 2.9 0.00 14.9 H20 2000 vppm 131 vppm 10016 vpm TOTAL (MMSCFD) 6.160 5.085 1.074 | 33.744 kg/cm2 33.041 kg/cm1 4.569 kg/cm2 (480 psig) (470 psig) (65 psig) Las RCPSAs descritas en la presente invención operan un ciclo que consiste de diferentes pasos. El paso 1 es alimentación durante el que se produce el producto, el paso 2 es despresurización a co-comente, el paso 3 es despresurización a contra-corriente, el paso 4 es puga, usualmente a contra-corriente) , y el paso 5 es represurización con producto. En los RCPSAs descritos aquí en cualquier mitad instantánea del número total de lechos están en el paso de alimentación. En este ejemplo, tTot = 2 segundos en cucho tiempo de alimentación, tF, es la mitad del ciclo total. Ejemplo 2 En este ejemplo, las condiciones son las mismas que en el Ejemplo 1. El cuadro 2a muestra condiciones que utilizan ambas, un paso a co-corriente y a contra-corriente para lograr pureza de hidrógeno de >99%. El cuadro 2b muestra que el paso de despresupzación a contra-corriente se puede eliminar, y todavía se puede mantener una pureza de hidrógeno de 99%. De hecho, esto muestra que aumentando el tiempo del ciclo de purga, tR, ed te la duración removida del paso de despresurización a contra-corriente, tCN, que la recuperación de hidrógeno se puede aumentar a un nivel de 88%. Cuadros 2a y 2b El efecto de duraciones de paso sobre la pureza de H2 y recuperación de una RCPSA (1,897.172 1 (67 pies cúbicos)).

Las mismas condiciones que el cuadro 1. La alimentación está de 33.744 kg/cirr (480 psig), 50°C (122°F) y el Gas posterior a 4.569 kg/cm? (65 psig) es alrededor de 6 MMSCFD. Cuadro 2a Sin depresión a contra-corriente, presión intermedia = 7.381 kg/cm2 (105 psig) .

Cuadro 2b Sin depresión a contra-corriente Ej emplo 3 Este ejemplo muestra una corriente de refinería de MMSCFD, una vez más conteniendo componentes típicos, como se muestra en la columna de alimentación del Cuadro 3 (v.gr., la composición de alimentación contiene 74% de H2) . La corriente está a 33.744 kg/cm2 (480 psig) con gas posterior d a 4.569 kg/cm' (65 psig), mediante lo cual la oscilación de presión absoluta es 6.18. Nuevamente, la RCPSA de la presente invención es capaz de producir hidrógeno a >99% de pureza y >85% de recuperación de estas composiciones de alimentación.

Los Cuadros 3a y 2b muestran los resultados de este ejemplo.

Cuadros 3a y 3b Composición (% molar) de entrada y salida de RCPSA (1,500,748 1 (53 pies cúbicos)) en purificación de H2. La alimentación está a 33.744 kg/cm2 (480 psig), 38°C (101°F) y el Gas Posterior a 4.569 kg/cm? (65 psig). El régimen de alimentación es alrededor de 10 MMSCFD. Cuadro 3a - Pureza Superior Los tiempos de paso en segundos son tF = 0.583, tCo - 0.083, tCN = 0, tP = 0.25, tKP = 0.25 H2 a 99.98% de pureza y 86% de recuperación ALIMENTACIÓN PRODUCTO GAS POSTERIOR H2 74.0 99.98 29.8 Cl 14.3 0.02 37.6 C2 5.2 0.00 13.8 C3 2.6 0.00 7.4 C4+ 3.9 0.00 11.0 H20 2000 vppm 0.3 vppm 5387 vppm TOTAL (MMSCFD) 10.220 6.514 3.705 33.744 kg/cm2 33.041 kg/cm2 4.569 kg/cm2 (480 psig) (470 psig) (65 psig) Cuadro 3b - Pureza inferior Los Tiempos de Paso son t$ = 0.5, tCo = 0.167, tcn = 0, tP = 0.083, tRP 0.25 Hw a 93% de pureza y 89% de recuperación.

ALIMENTACIÓN PRODUCTO GAS POSTERIOR H2 74.0 93.12 29.3 Cl 14.3 6.34 31.0 C2 5.2 0.50 16.6 C3 2.6 0.02 8.9 C4+ 3.9 0.00 13.4 H20 2000 vppm 1 2 vppm 6501 vppm TOTAL (MMSCFD) 10.220 7.240 2.977 33.744 kg/cm2 33.041 kg/cm2 4.569 kg/cm2 (480 psig) (470 psig) (65 psig) En ambos casos mostrados en los Cuadros 3a y 3g anteriores, aún cuando la presión de gas posterior es elevada a 4.569 kg/cm2 (65 psig), la presente invención muestra que la pureza elevada (99%) se puede obtener si8 el paso de purga, tp, está suficientemente aumentado. Los Cuadros 2a, 2b y 3a muestran que ambas condiciones de régimen de flujo de 6 MMSCFD y 10 MMSCFD, se puede lograr hidrógeno de pureza muy elevada a -99% y >85% de recuperación con el RCPSA. En ambos casos el gas posterior está a 4.569 kg/cm2 (65 psig). Estas purezas y recuperaciones elevadas de gas de producto logradas usando la RCPSA con toda la descarga producida a presión elevada no se han descubierto antes y son una particularidad clave de la presente invención. El Cuadro 3c muestra los resultados de una RCPSA (volumen = 1,387.48 litros (49 pies cúbicos)) que entrega H2 de alta pureza (> 99%) a recuperación elevada para la misma corriente de refinería discutida en los Cuadros 3a y 3b. En comparación con el Cuadro 3a, el cuadro 3c muestra qque regímenes similares de pureza y recuperación se pueden lograr disminuyendo simultáneamente la duración del ciclo de alimentación, tF, y el ciclo de purga, tP-Cuadro 3c Efecto de duraciones de paso sobre pureza y recuperación de H2 de una RCPSA (1,387.48 litros (49 pies cúbicos)). La alimentación está a 33.744 kg/cm2 (480 psig) , 38°C (101°F) y Gas Posterior a 4.569 kg/cm2 (65 psig) . El régimen de alimentación es alrededor de 10 MMSCFD. Sin depresión a contra-corriente Ejemplo 4 En este ejemplo, el Cuadro 4 ilustra el funcionamiento de RCPSAs operadas de conformidad con la invención que se describen en la presente. En este ejemplo, la alimentación es una corriente de refinería típica y está a una presión de 21.09 kg/cm2 (300 psig) . La RCPSA de la presente invención es capaz de producir producto de hidrógeno 99% puro a 83.6% de recuperación cuando todo el gas posterior se descarga a 2.812 kg/cpt (40 psig) . En este caso el gas posterior se puede enviar a un tambor de desprendimiento u otro separador u otro equipo de refinería de corriente abajo sin requerimiento de compresión adicional. Otro aspecto importante de esta invención es que la RCPSA también elimina CO a <2 vppm, que es extremadamente deseable para unidades de refinería que usan la corriente enriquecida con hidrógeno de producto. Los niveles inferiores de CO aseguran que los catalizadores en las unidades operen sin deterioro en actividad durante períodos prolongados. La PSA convencional no puede llenar esta especificación de CO y simultáneamente lar también la condición de descargar todo el gas posterior a la presión superior, tal como a presión de cabezal de combustible típico o la presión elevada de otro equipo que procesa dicha descarga de RCPSA. Puesto que todo el gas posterior está disponible a 2.812 kg/cm-**" (40 psig) o mayor, no se requiere compresión adicional para integrar el RCPSA con equipo de refinería. Cuadro 4 Composición (% molar) de entrada y salida de RCPSA (113.264 1 (4 pies cúbicos) en monóxido de carbono y remoción de hidrocarburo a partir de hidrógeno. La alimentación está de 21.09 kg/cm2 (300 psig), 38°C (101°F), y el régimen de Alimentación es alrededor de 0.97 MMSCFD. Los Tiempos de Paso en segundos son tF = 0.5, tCo = 0.1, tCN = 0, tP = 0.033, tRr = 0.066 H2 a 99.99% de pureza y 88% de recuperación. ALIMENTACIÓN PRODUCTO GAS POSTERIOR H2 89.2 99.98 48.8 Cl 3.3 0.01 13.9 C2 2.8 0.01 13.9 C3 2.0 0.00 10.2 C4+ 2.6 0.00 13.2 CO 50 1.1 198.4 TOTAL 0.971 0.760 0.711 21.05 kg/cm? 20.387 kg/cm? 2.812 kg/cm? (300 psig) (290 psig) (40 psig) Ejemplo 5 Los Cuadros 5a y 5b comparan el funcionamiento de RCPSAs operadas de conformidad con la invención que se describe aquí. La corriente que se está purificando tiene H2 inferior en la alimentación (51% molar) y es una corriente típica de refinería/petroquímica. En ambos casos (correspondientes a los Cuadros 5a y 5b) , se aplica un paso de despresupzación a contra-corriente después del paso a co-corriente. De conformidad con la invención, el Cuadro 5a muestra que es posible una recuperación de H2 elevada (81%) aún cuando todo el gas posterior se libere a 4.569 kg/cpi (65 psig) o mayor. En contraste, la RCPSA en donde algo del gas posterior está disponible tan bajo como 0.351 kg/cm2 (5 psig) , pierde hidrógeno en la despresurización a contra- corriente de modo que la recuperación de H2 baja a 56%. Además, la presión superior de la corriente en el Cuadro 5a indica que no se requiere compresión de gas posterior. Cuadros 5a y 5b Efecto de Presión de Gas Posterior sobre recuperación. Ejemplo de RCPSA aplicada a una alimentación con concentración de HY2 (51.3% molar) . Composición (% molar) de entrada y salida del RCPSA (877.796 litros (31 pies cúbicos)) en purificación de H2. La alimentación está a 19.192 kg/cm2 (273 psig) 50°C (122°F) y Régimen de alimentación es alrededor de 5.1 MMSCFC Cuadro 5a Los tiempos de Paso en segundos son tF = 0.5, tco = 0.083, tCN = 0.033, tp = 0.25, tRP = 0.133 {a} El gas posterior disponible de 4.569-5.835 kg/cm2 (65-83 psig), H2 a 99.7% de pureza y 81% de recuperación ALIMENTACIÓN PRODUCTO GAS POSTERIOR H2 51.3 99.71 20.1 Cl 38.0 0.29 61.0 C2 4.8 0.00 8.0 C3 2.2 0.00 3.8 C4+ 3.7 0.00 6.4 H20 4000 vppm 0.7 vppm 6643 vppm TOTAL (MMSCFD) 5.142 2.141 3.001 19.192 kg/cm2 18.489 kg/cm2 4.569-5.835 (273 psig) (263 psig) kg/cm (65- 83 psig) Cuadro 5b Los Tiempos de Paso en segundos son tF = 0.667, tCo = 0.167, tcN = 0.083, tP = 0.083, tRP = 0.33 {B} Gas de descarga disponible a de 0,351-4.569 kg/cm' (5-65 psig), H2 a 99.9% de pureza y 56% de recuperación ALIMENTACIÓN PRODUCTO GAS POSTERIOR H2 51.3 99.99 34.2 Cl 38.0 0.01 48.8 C2 4.8 0.00 6.9 C3 2.2 0.00 3.4 C4+ 3.7 0.00 6.2 H20 4000 vppm 2.141 vppm 5630 vppm ITOTAL (MMSCFD) 5.142 1.490 3.651 19.192 kg/cm2 18.489 kg/cm2 0.351-4-569 (273 psig) (263 psig) kg/cm (5- 65 psig) Ejemplo 6 En este ejemplo, los Cuadros 6a y 6b comparan el funcionamiento de RCPSAs operados de conformidad con la invención que se está describiendo aquí. En estos casos, la presión de alimentación es 56.24 kg/cm2 (800 psig) y el gas posterior sea a 4.569 kg/cm2 (65 psig) o a 7.03 kg/cm2 (100 psig) . La composición refleja impurezas típicas tales como H2S, que pueden estar presentes en estas aplicaciones de refinería. Como se puede ver, se observa recuperación elevada (> 80%) en ambos casos con la pureza elevada > 99%. En ambos de estos casos, solamente se utiliza una despresurización a co-corriente y el efluente durante este paso se envía a otros lechos en el ciclo. El gas posterior s te sale durante el paso de purga a contra corriente. El Cuadro 6c muestra el caso para una RCPSA operada en donde parte del gas posterior también se descarga en un paso de despresurización de contra corriente siguiendo un paso de despresurización a co-corriente. El fluente de la despresurización a co-corriente es de pureza y presión suficientes para ser capaz de regresarlo a uno de los otros lechos en la configuración de recipiente de RCPSA que es parte de esta invención. El gas posterior, es decir, gas de descarga, sale durante la despresurización a contra corriente y los pasos de purga a contra corriente. En todos los casos la cantidad completa de gas posterior está disponible a presión elevada que permite la integración con otro proceso de refinería de alta presión.

Esto elimina la necesidad de cualquier forma de compresión requerida mientras que se produce gas de alta pureza a recuperaciones elevadas. De conformidad con las reivindicaciones amplias de esta invención, estos casos solamente se deben considerar como ejemplos ilustrativos y no limitar ya sea la ubicación de refinería, petroquímica o procesamiento o aún a la naturaleza de las moléculas particulares que se están separando. Cuadros 6a 6b y 6c Ejemplo de RCPSA aplicada a una alimentación de alta presión.

La composición (% molar) de entrada y salida de RCPSA (509.688 1 (18 pies cúbicos)) en purificación de H2. La alimentación está a 56.24 kg/cm2 (800 psig), 50°C (122°F) y el régimen de Alimentación es alrededor de 10.1 MMSCFD. Cuadro 6a Los tiempos de Paso en segundos son tF = 0.91, tCo = 0.25, tCN = 0, tP = 0.33, tRP = 0.33 {A} El gas posterior a 4.569 kg/cm2 (65 psig), H2 a 99.9% de pureza y 87% de recuperación ALIMENTACIÓN PRODUCTO GAS POSTERIOR H2 74.0 99.99 29.5 Cl 14.3 0.01 37.6 56.24 kg/cm? 55.537 kg/cm2 4.569 kg/cm2 (800 psig) (790 psig) (65 psig) Cuadro 6b Los Tiempos de Paso son tF = 0.91, tCo = 0.25, tCN = 0, tP = {B} El gas posterior a 7.03 kg/cm2 (100 psig), H2 a 99.93% de pureza y 80.3% de recuperación ALIMENTACIÓN PRODUCTO GAS POSTERIOR H2 74.0 99.93 38.1 Cl 14.3 0.07 32.8 C2 5.2 0.00 12.5 C3 2.6 0.00 6.5 C4+ 3.9 0.00 9.6 H2S 20.9 vppm 0 vppm 55 vppm 1 TOTAL (MMSCFD) 10.187 6.062 49 vppm 56.24 kg/cm2 44.437 kg/cm2 7.04 kg/cm2 (800 psig) (790 psig) (100 psig) Cuadro 6c Los Tiempos de Paso son tF = 0.91, tco= 0.083, tN = 0.25, tP = 0.167, tRP = 0.41 {C} El gas posterior está a 4.569-7.03 kg/cm2 (65-100 psig), H2 a 99.8% de pureza y 84% de recuperación ALIMENTACIÓN PRODUCTO GAS POSTERIOR H2 74.0 99.95 28.9 Cl 14.3 0.05 39.0 C2 5.2 0.00 13.7 C3 2.6 0.00 7.2 C4+ 3.9 0.00 10.6 H2S 20 vppm 0.01 vppm 53 vppm TOTAL (MMSCFD) 10.187 6.373 3.814 56.24 kg/cm2 55.537 kg/cm2 4.569-7.04 (800 psig) (790 psig) kg/cm2 (65-100 psig) Ejemplo 7 Los Cuadros 7a, 7b y 7c comparan el funcionamiento de RCPSAs operadas de conformidad con la invención que se describe aquí. La corriente siendo purificada tiene H2 superior en la alimentación (85% molar) y es una corriente típica de refinería/petroquímica. En estos ejemplos el aumento de pureza en producto es inferior a 10% (es decir, P/F < 1.1) . Bajo esta restricción, el método de la presente invención es capaz de producir hidrógeno a recuperación de > 90% sin necesidad de compresión de gas posterior. Cuadros 7a, 7b, y 7c Ejemplo de RCPSA aplicado a una alimentación con concentración de H2 (85% molar) . La composición (% molar) de entrada y salida de RCPSA (172.727 1 (6.1 pies cúbicos)). La alimentación está a 33.744 kg/cm2 (480 psig), 57°C (135°F) y régimen de Alimentación es alrededor de 6 MMSCFD. Cuadro 7a Los tiempos de Paso en segundos son tF = 0.5, tco = 0.33, t = 0.167, tp = 0.167, tR = 1.83, recuperación = 85% ALIMENTACIÓN PRODUCTO GAS POSTERIOR H2 85.0 92.40 57.9 Cl 8.0 4.56 17.9 C2 4.0 1.79 13.1 C3 3.0 1.16 10.4 C4+ 0.0 0.00 0.0 H20 2000 866.5 6915 TOTAL (MMSCFD) 6.100 4.780 1.320 33.744 kg/cm2 33.041 kg/cm2 4.569 kg/cm2 (480 psig) (470 psig) (65 psig) Cuadro 7b Los tiempos de Paso en segundos son tF = 1, tCo = 0.333, t 0.167, tP = 0.083, tRP = 0.417, recuperación = 90% ALIMENTACIÓN PRODUCTO GAS POSTERIOR H2 85.0 90.90 58.2 Cl 8.0 5.47 18.1 C2 4.0 2.23 12.9 C3 3.0 1.29 10.1 C4+ 0.0 0.00 0.0 H20 2000 1070.5 6823 | TOTAL (MMSFC) 6.100 4.780 1.320 33.744 kg/cm2 33.041 kg/cm2 4.569 kg/cm2 (480 psig) (470 psig) (65 psig) Cuadro 7c Los Tiempos de Paso en segundos son tF = 2, tCo = 0.667, tCN = 0.333, tp = 0.167, tRP = 0.833, recuperación = 90% ALIMENTACIÓN PRODUCTO GAS POSTERIOR H2 85.0 90.19 55.2 Cl 8.0 6.21 18.8 C2 4.0 2.32 13.9 C3 3.0 1.17 11.3 C4+ 0.0 0.00 0.0 H20 2000 1103.5 7447 1 TOTAL (MMSCFD) 6.138 5.208 0.93 33.744 kg/cm2 33.041 kg/cm2 4.569 kg/cm2 (480 psig) (470 psig) (65 psig) (480 psig) (470 psig) (65 psig) 15 20

Claims

REIVINDICACIONES 1.- Un proceso para mejorar una alimentación de hidrocarburo en una unidad de proceso de hidroprocesam ento, que comprende : a) poner en contacto la alimentación de hidrocarburo en una zona de hidroprocesamiento con hidrógeno, una porción del cual se obtiene de un gas de formación que contiene hidrógeno, y una cantidad catalíticamente efectiva de un catalizador de hidroprocesamiento a condiciones de hidroprocesamiento resultando de esta manera en una fase líquida y una fase de vapor; b) separar el producto de fase líquida y la fase de vapor, cuyo producto de fase de vapor contiene hidrógeno e hidrocarburos ligeros; c) remover cuando menos una porción de los hidrocarburos ligeros del gas de tratamiento de formación que contiene hidrógeno, el producto de fase de vapor, o ambos, en una unidad de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido que contiene una pluralidad de lechos adsorbentes y que tiene un tiempo de ciclo total de menos de alrededor de 30 segundos y una caída de presión dentro de cada lecho adsorbente mayor de alrededor de 12.7 cm (5 pulgadas) de agua por 30.48 cm (un pie) de longitud de lecho; d) reciclar cuando menos una porción de la fase de vapor del paso c) anterior que tiene una concentración superior de hidrógeno a la zona de hidroprocesamiento .
2.- El proceso de conformidad con la reivindicación 1, en donde la alimentación de hidrocarburo se selecciona del grupo que consiste en alimentaciones de escala de ebullición de nafta, queroseno y alimentaciones de escala de combustión de combustible de chorro, alimentaciones de escala de ebullición de destilado, residuos y crudos.
3.- El proceso de conformidad con la reivindicación 2, en donde la alimentación de hidrocarburo es una alimentación de escala de ebullición de nafta seleccionada del grupo que consiste en nafta de carrera directa, nafta creaqueada catlíticamente, nafta de coquificador, nafta de hidrocraqueador, nafta de hidrotratador de residuo.
4.- El proceso de conformidad con la reivindicación 2, en donde la alimentación de hidrocarburo es un destilado y la alimentación de escala de ebullición superior seleccionada del grupo que consiste en aceites de ciclo producidos de Craqueador Catalítico de Fluido (FCC) , aceites de gas atmosférico y de vacío, residuos atmosféricos y de vacío, gasolina de pirólisis, líquidos de Fischer- Tropsch, refinados, ceras, aceites lubricantes y crudos.
5.- El proceso de conformidad con la reivindicación 1, en don de el procesamiento de hidroprocesamiento es un proceso de hidrotratamiento para la remoción de heteroátomos de la alimentación de hidrocarburo y en donde sulfuro de hidrógeno también es un componente de la fase de vapor y en donde cuando menos una porción del sulfuro de hidrogeno se remueven en una zona de limpieza de gas ácido antes de haber removido los hidrocarburos ligeros mediante adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido.
6.- El proceso de conformidad con la reivindicación 5, en donde el tiempo de ciclo total o adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido es menos de alrededor de 15 segundos.
7.- El proceso de conformidad con la reivindicación 6, en donde el tiempo de ciclo total es menos de alrededor de 10 segundos y la caída de presión de cada lecho adsorbente es mayor de alrededor de 25.4 cm (10 pulgadas) de agua por 30.48 cm (un pie) de longitud de lecho.
8.- El proceso de conformidad con la reivindicación 7, en donde el tiempo de ciclo total es menos de alrededor de 5 segundos.
9.- El proceso de conformidad con la reivindicación 8, en donde la caída de presión es mayor de alrededor de 50.8 cm (20 pulgadas) de agua por 30.48 cm (un pie) de longitud de lecho.
10.- El proceso de conformidad con la reivindicación 1, en donde el tiempo de ciclo es menos de alrededor de 10 segundos y la caída de presión es mayor de alrededor de 25.4 cm (10 pulgadas) de agua por 30.48 cm (un pie) de longitud de lecho.
11.- El proceso de conformidad con la reivindicación 10, en donde el tiempo de ciclo es menos de alrededor de 5 segundos y la caída de presión es mayor a alrededor de 50.8 cm (20 pulgadas) de agua por 30.48 cm (un pie) de longitud de lecho.
12.- El proceso de conformidad con la reivindicación 1, en donde el proceso de hidroprocesamiento es hidrocraqueo en donde una alimentación de hidrocarburo se convierte en productos de ebullición inferior.
13.- El proceso de conformidad con la reivindicación 12, en donde el tiempo de ciclo total o adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido es menos de alrededor de 15 segundos.
14.- El proceso de conformidad con la reivindicación 13, en donde el tiempo de ciclo total es menos de alrededor de 10 segundos y la caída de presión de cada lecho adsorbente es mayor de alrededor de 25.4 cm (10 pulgadas) de agua por 30.48 cm (un pie) de longitud de lecho.
15.- El proceso de conformidad con la reivindicación 14, en donde el tiempo de ciclo total es menos de alrededor de 5 segundos.
16.- El proceso de conformidad con la reivindicación 15, en donde la caída de presión es mayor de alrededor de 50.8 cm (20 pulgadas) de agua por 30.48 cm 8un pie) de longitud de lecho.
17.- El proceso de conformidad con la reivindicación 1, en donde el proceso de hidroprocesami ento es hidroisomerización en donde las moléculas de la alimentación de hidrocarburo se isomerizan.
18.- el proceso de conformidad con la reivindicación 17, en donde el tiempo de ciclo total o adsorción de oscilación de presión rápida es menos de alrededor de 15 segundos.
19.- El proceso de conformidad con la reivindicación 18, en donde el tiempo de ciclo total es menos de alrededor de 10 segundos y la caída de presión de cada lecho adsorbente es mayor de alrededor de 25.4 cm (10 pulgadas) de agua por 30.48 cm 8un pie) de longitud de lecho.
20.- El proceso de conformidad con la reivindicación 19, en donde el tiempo de ciclo total es menos de alrededor de 5 segundos.
21.- El proceso de conformidad con la reivindicación 20, en donde la caída de presión es mayor de alrededor de 50.8 cm (20 pulgadas) de agua por 30.48 cm (un pie) de longitud de lecho.
22.- El proceso de conformidad con la reivindicación 1, en donde el proceso de hidroprocesamiento es hidrogenación en donde insaturados y aromáticos se hidrogenan .
23.- El proceso de conformidad con la reivindicación 22, en donde el tiempo de ciclo total o adsorción de oscilación de presión rápida es menos de alrededor de 15 segundos.
24.- el proceso de conformidad con la reivindicación 23, en donde el tiempo de ciclo total es menos de alrededor de 10 segundos y la caída de presión de cada lecho adsorbente es mayor de alrededor de 25.4 cm (10 pulgadas) de agua por 30.48 cm (un pie) de longitud de lecho.
25.- El proceso de conformidad con la reivindicación 24, en donde el tiempo de ciclo total es menos de alrededor de 5 segundos.
26.- El proceso de conformidad con la reivindicación 24, en donde la caída de presión es mayor de alrededor de 50.8 cm (20 pulgadas) de agua por 30.48 cm (un pie) de longitud de lecho.