MX2007008803A - Pirolisis catalitica de materiales de alimentacion pesados con manejo de hidrogeno mejorado. - Google Patents

Pirolisis catalitica de materiales de alimentacion pesados con manejo de hidrogeno mejorado.

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Bal K Kaul
Narasimhan Sundaram
John W Viets
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Exxonmobil Res & Eng Co
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Abstract

Un proceso mejorado para someter a pirolisis catalitica materiales de alimentacion de petroleo pesados en donde corrientes que contienen hidrogeno asociadas con una unidad de pirolisis catalitica se someten a adsorcion de oscilacion de presion de ciclo rapido que tiene un tiempo de ciclo de menos de 30 S.

Description

PIRÓLISIS CATALÍTICA DE MATERIALES DE ALIMENTACIÓN PESADOS CON MANEJO DE HIDRÓGENO MEJORADO CAMPO DE LA INVENCIÓN Un proceso mejorado para el pirólisis catalítica de materiales de alimentación de petróleo pesado, en donde las corrientes que contienen hidrógeno asociadas con un aparato de pirólisis catalítica se someten a adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido que tiene un tiempo de ciclo de menos de una unidad de minuto. ANTECEDENTES DE LA INVENCIÓN La pirólisis catalítica de fracciones de petróleo pesadas es un proceso de refinado muy importante que hace posible aumentar el rendimiento de la refinería de productos líquidos de valor superior de ebullición inferior. Por ejemplo, los materiales de alimentación pesados que no se pueden mejorar fácilmente se hidrofisuran o hidrocraquean a fracciones más ligeras tales como gasolinas, combustibles de chorro y aceites de gas ligeros. Ciertos procesos de pirólisis catalítica han hecho posible también obtener un residuo altamente purificado que puede proporcionar buenas bases para aceites lubricantes. Con relación al craqueo catalítico de fluido, una ventaja de la pirólisis catalítica es proporcionar destilados medios, combustibles de chorro y aceites de gas de muy buena calidad. Inversamente, la gasolina que se produce por pirólisis catalítica tiene una clasificación de octano más baja que se produce del craqueo catalítico de fluido. La pirólisis catalítica es un proceso que atrae su flexibilidad de diversas variables, tales como las condiciones de operación usadas, el tipo de catalizador usado, y el hecho de que la pirólisis catalítica de materiales de alimentación que contienen hidrocarburo se pueden llevar a cabo en una o más etapas. Un tipo de catalizador de pirólisis catalítica convencional se basa en substratos amorfos moderadamente ácidos, tales como sílice-alúminas. Estos sistemas se usan para producir destilados de calidad media y opcionalmente materiales de base de aceite lubricante. Estos catalizadores se usan, por ejemplo, en procesos de dos etapas. En procesos tales como pirólisis catalítica, el paso de reciclar una fase de vapor rica en hidrógeno separada del efluente de zona de reacción es común. Las razones prácticas para utilizar este paso residen en mantener tanto la actividad como la estabilidad de operación del catalizador usado en el proceso. El hidrógeno reciclado típicamente se obtiene enfriando el efluente de producto de reacción total a una temperatura en la escala de alrededor de 15.6°C (601F) a alrededor de 60°C (140°F), e introducir el efluente enfriado hacia una zona de separación de vapor-líquido. La fase de vapor recuperada, que contiene hidrógeno no reaccionado, se recicla y se combina con el material de alimentación de hidrocarburo corriente arriba de la zona de reacción. 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, incluyendo unidades de pirólisis catalítica De esta manera, ha sido la metal del ramo proporcionar eficiencias mejoradas de utilización de hidrógeno con poco consumo de energía adicional y sin efectos perjudiciales indebidos en el mantenimiento u operación del equipo de pirólisis catalítica. También se ha reconocido que aumentando el uso eficiente de hidrógeno, el equipo existente se podría emplear para aumentar el rendimiento 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 debe proporcionarse, por ejemplo, por una planta de hidrógeno o crio-unidad. El tipo de material de alimentación que se va a procesar, los requerimientos de calidad de producto, y la cantidad de conversión para una vida de ciclo de catalizador específica determinar la presión parcial de hidrógeno requerida para la operación de una unidad de pirólisis catalítica. La presión de operación de la unidad y la pureza de gas de reciclado determinan la presión parcial de hidrógeno de la unidad de hidrotratamiento. Puesto que hay control limitado sobre la composición del gas evaporado del separado de la pirólisis catalítica de corriente abajo, la composición de hidrógeno del gas de evaporación de reciclado limita la presión parcial de hidrógeno finalmente entregado al reactor de pirólisis catalítica. Una presión parcial de hidrógeno relativamente inferior de 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 pirólisis catalítica se tiene que aumentar. 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 total de la unidad de proceso de pirólisis catalítica como se mide por estos parámetros. Se han propuesto diversos métodos, algunos de los cuales se han practicado comercialmente, que tratan de mejorar la eficiencia de utilización de hidrógeno de la unidad de pirólisis catalítica aumentando la concentración del hidrógeno en la corriente de gas de reciclado. Estos procesos típicamente resultan en costos de equipo adicionales significativos y/o requieren cambios significativos en las condiciones de operación, tales como temperatura y presión, lo que resulta típicamente en costos aumentados de capital y operación. Un proceso que se ha adoptado para mejorar la pureza de hidrógeno de la corriente de reciclado es adsorción de oscilación de presión convencional (PSA) . Ver, por ejemplo, la 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 recompresión significativa para regresarla a 175.8 kg/cm2) 2,500 psig) antes de la introducción a la corriente de alimentación del hidroprocesador . El resultado neto es que los costos de capital, operación y mantenimiento se aumentan substancialmente por la adición de una 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 MacLean que utiliza membranas con caídas de presión de hasta 150 atmósferas y que también incurre en inversión de capital y costos de operación substanciales. Por lo tanto, un objeto de la presente invención es proporcionar un proceso mejorado para acentuar la eficiencia de utilización de hidrógeno por medios que sean compatibles con las unidades de pirólisis catalítica existentes. Estos medios afectan adversamente la producción de unidad de pirólisis catalítica o las economías totales del sistema, incluyendo gastos de capital y gas de operación, los últimos incluyendo mantenimiento y consumo de energía. Como se anotó previamente, la eficiencia de operación total de la unidad de proceso de pirólisis catalítica se puede aumentar si la presión parcial de gas de hidrógeno en la alimentación al reactor se puede aumentar.
Por lo tanto, otro objeto de la presente invención es mejorar el funcionamiento de operación de las unidades de proceso de pirólisis catalítica aumentando su capacidad de rendimiento. COMPENDIO DE LA INVENCIÓN Esta invención incluye un proceso para someter a pirólisis catalítica una alimentación de hidrocarburo, que comprende : (a) poner en contacto una alimentación de hidrocarburo en una zona de pirólisis catalítica con un gas que contiene hidrógeno y una cantidad catalíticamente efectiva del catalizador de pirólisis catalítica bajo condiciones de pirólisis catalítica resultando de esta manera en una fase líquida de hidrocarburo de ebullición inferior y una fase de vapor que contiene hidrógeno e hidrocarburos ligeros; (b) separar la fase líquida de hidrocarburo de ebullición inferior y la fase de vapor, (c) remover cuando menos una porción de los hidrocarburos ligeros de cuando menos una porción de la fase de vapor, aumentando de esta manera su concentración de hidrógeno, en una unidad de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápida 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; y (d) reciclar cuando menos una porción de la fase de vapor del paso c) anterior que tiene una concentración aumentada de hidrógeno a la zona de pirólisis catalítica. En otra modalidad, el gas que contiene hidrógeno a la zona de hidrotratamiento está comprendido de un gas de formación purificado producido de un gas de formación que contiene hidrógeno 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 23.7 cm (5 pulgadas) de agua por 30.48 cm (un pie) de longitud de lecho, en donde el gas de formación purificado de la unidad de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido es superior en concentración de hidrógeno que el gas que contiene hidrógeno. En otra modalidad, es un proceso para pirólisis catalítica una alimentación de hidrocarburo, que comprende: (a) poner en contacto una alimentación de hidrocarburo en una zona de pirólisis catalítica con un gas que contiene hidrógeno y una cantidad catalíticamente efectiva de un catalizador de pirólisis catalítica bajo condiciones de pirólisis catalítica resultando de esta manera en una fase líquida de hidrocarburo de ebullición inferior y una fase de vapor comprendida de hidrógeno e hidrocarburos ligeros; en donde el gas de formación purificado se produce de un gas de formación que contiene hidrógeno 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, en donde el gas de formación purificado de la unidad de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido es superior en concentración de hidrocarburo que el gas que contiene hidrógeno; (b) separar la fase líquida de hidrocarburo de ebullición inferior y la fase de vapor; y (c) reciclar cuando menos una porción de la fase de vapor del paso a la zona de pirólisis catalítica. En otra modalidad preferida, el tiempo de ciclo total para adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido 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. En todavía otra modalidad preferida, el tiempo de ciclo total para adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido es menos de alrededor de 5 segundos y la caída de presión de cada lecho adsorbente es mayor a alrededor de 50.8 cm (20 pulgadas) de agua por 30.48 cm (un pie) de longitud de lecho . BREVE DESCRIPCIÓN DE LAS FIGURAS La Figura 1 de la presente es una esquemática simplificada de un diagrama de flujo de una unidad de pirólis catalítica del ramo anterior que no emplea absorción de oscilación de presión de ciclo rápido. La Figura 2 de la presente es una esquemática simplificada que ilustra una modalidad que emplea absorción de oscilación de presión de ciclo rápido en la corriente de gas de formación que contiene hidrógeno a un reactor de pirólisis catalítica. La Figura 3 de la presente es una esquemática simplificada que ilustra una modalidad que emplea absorción de oscilación de presión de ciclo rápido en la corriente de gas de reciclado que contiene hidrógeno a un reactor de pirólisis catalítica. DESCRIPCIÓN DETALLADA DE LA INVENCIÓN El proceso de la presente invención es particularmente útil para tratar por pirólisis catalítica un aceite hidrocarbonáceo que contiene hidrocarburos y/u otros materiales orgánicos para producir un producto que contiene hidrocarburos y/u otros materiales orgánicos de punto de ebullición promedio inferior y peso molecular promedio inferior. Los materiales de alimentación hidrocarbonáceso se pueden someter a pirólisis catalítica mediante el método de la presente invención incluyen todos los aceites minerales y aceites sintéticos (v.gr., aceite de esquisto, productos de arena de brea, etc.), y fracciones de los mismos. Los materiales de alimentación hidrocarbonácea ilustrativos incluyen aquellos que contienen componentes con ebullición superior a alrededor de 260°C (500°F) , tal como líquidos de Fisher-Tropsch, aceites de gas atmosférico, aceites de gas de vacío, residuos desasfaltados, de vacío y atmosféricos, aceites residuales hidrotratados o suavemente sometidos a pirólisis catalítica, destilados de coquificador, destilados de carrera recta, aceites desasfaltados con solvente, aceites derivados de pirólisis, aceites sintéticos de ebullición elevada, aceites de ciclo y destilador de pirólisis catalítica. Un material de alimentación de pirólisis catalítica 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 con ebullición a temperaturas superiores al punto extremo del producto deseado. Uno de los materiales de alimentación de aceite de gas más preferido contendrá componentes de hidrocarburo que hierven por encima de 2601C (500°F) , con los mejores resultados siendo logrados con alimentaciones que contienen cuando menos 25 por ciento en volumen de los componentes que hierven entre alrededor de 315°C (600°F) y 538°C (1000°F) . Un material de alimentación pesado preferido hierve en la escala de alrededor de 177°C a alrededor de 565°C (alrededor de 350 a alrededor de 1050°F) . Las parafinas y ceras lineales más pesadas tales como ceras de Fischer Tropsch, ceras de desencerrado con solvente, ceras de parafina y petróleo, y crudos cerosos también se pueden mejorar a productos más ligeros a través de los procesos de pirólisis catalítica. Los catalizadores y condiciones de proceso de pirólisis catalítica como se utilizan para destilados y aceites de gas pesados se pueden utilizar en la pirólisis catalítica de parafinas y ceras lineales pesadas. Los metales activos empleados en los catalizadores de pirólisis catalítica 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, paladio, 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 entre alrededor de 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 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 de catalizador resultante luego se filtra, seca, granula con lubricantes añadidos, aglutinantes o lo semejante si se desea, y se calcina en aire a temperaturas, v.gr., de 371- 648°C (700-1200°F) a fin de activar el catalizador y descomponer los iones de amonio. Alternativamente, el componente de zeolita puede primero granularse, seguido por la adición del componente de hidrogenación y activación mediante calcinación. Los catalizadores anteriores se pueden emplear en forma no diluida, o el catalizador de zeolita pulverizado se puede mezclar o cogranular con otros catalizados relativamente menos activos, diluyentes o aglutinantes tales como alúmina, gel de sílice, cógeles de sílice-alúmina, arcillas activas 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 inferior del metal de hidrogenación añadido, tal como un metal del Grupo VIB y/o Grupo VIII. Los catalizadores de pirólisis catalítica promovidos con metal adicional también se pueden utilizar en el proceso de la presente invención que comprende, por ejemplo, tamices moleculares de aluminofosfato, cromosilicatos cristalinos y otros silicatos cristalinos. Frecuentemente cuando menos dos catalizadores se utilizar para hidrotratar la alimentación para remover el azufre y nitrógeno y para someter a pirólisis catalítica la alimentación en productos más ligeros. Opcionalmente, se emplea un catalizador para hidrotratar el producto de la reacción de pirólisis catalítica (es decir, un lecho de catalizador de post-hidrotratamiento) . Los cromosilicatos cristalinos se describen más completamente en la Patente de EUA No. 4,363,718 a Klotz. La pirólisis catalítica se realiza típicamente a una temperatura de alrededor de 232°C (450°F) a alrededor de 468°C (857°F), a una presión de alrededor de 3.6 MPa (500 psig) a alrededor de 20.8 MPa (300 psig), a una velocidad espacial horaria de líquido (LHSV) de alrededor de 0.1 a alrededor de 30 hr"1, y un régimen de circulación de hidrógeno de alrededor de 337 normales m3/m3 (2000 pies cúbicos convencionales por barril a 4200 normal m3/m3 (25,000 pies cúbicos convencionales por barril). De conformidad con la presente invención, el término "conversión substancial a productos de ebullición inferior2 se pretende que conote 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 pirólisis catalítica está 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%. En la presente, el término "alimentación de hidrocarburo" se define como una corriente de refinería, planta química u otra industrial que está comprendida de hidrocarburos incluyendo dichas corrientes en donde los niveles pequeños (menores de 5% en peso) de contaminantes de no hidrocarburo tales como, pero no limitados a, azufre, agua, amoníaco, y metales pueden estar presentes en la alimentación de hidrocarburo. Una forma especializada de pirólisis catalítica es someter a pirólisis catalítica selectiva de forma. Además de reducción de peso molecular y remoción de heteroátomo, la pirólisis catalítica selectiva de forma también se puede utilizar para producir el punto de vertido de un destilado o un material de base de aceite lubricante. La pirólisis catalítica selectiva de forma de destilado y material de base de aceite lubricante se lleva a cabo típicamente utilizando una zeolita selectiva de forma, de tamaño de poro medio, tal como ZSM-5. En este proceso, las parafinas lineales y ligeramente ramificadas en la alimentación se someten a pirólisis catalítica a componentes más ligeros, mientras que las parafinas más ramificadas en la alimentación no se convierte. Además, se incluye un catalizador de hidrodesulfurización en el reactor de hidroprocesamiento, que reduce el contenido de azufre y nitrógeno en la alimentación. Como un ejemplo, los procesos de pirólisis catalítica selectiva de forma a través de desencerrado de destilado se llevan a cabo típicamente a de3 260 a 455C, 20 a 50 kg/cm2 de presión parcial de hidrógeno, 1 a 2.5 LHSV, y 250 a 425 Nm3/m3 de régimen de circulación de hidrógeno. En el desencerrado de destilado selectivo de forma, un azufre inferior, producto destilado de punto de vertido inferior, y una gasolina para motor baja en azufre se obtienen, Típicamente, el rendimiento de destilado es más de 85%, con 5-12% de rendimiento de gasolina para motor, el resto siendo gases ligeros. En el desencerrado de lubricante selectivo de forma, un azufre inferior, material de base de lubricante de punto de vertido inferior o producto se produce con un índice de viscosidad mejorado. El desencerrado de lubricante a través de procesos de pirólisis catalítica selectiva de forma se llevan a cabo típicamente a de 260 a 399°C (500 a 700°F), 28.12 a 140.7 kg/cm2 (400 a 2000 psi), 42,474 a 113,264 litros/barril (1500 a 400 scf/bbl), y 0.2 a 2 LHSV. La Figura 1 de la presente es una representación simplificada de un diagrama de flujo de una unidad de proceso de pirólisis catalítica convencional que no emplea una unidad de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido. La alimentación 10 de hidrocarburo se puede someter a pirólisis catalítca, se introduce al reactor R de pirólisis catalítica junto con un gas 15 de tratamiento de reciclado que contiene hidrógeno y gas 11 de formación que contiene hidrógeno. Las corrientes de alimentación y de gas que contiene hidrógeno fluyen al mismo tiempo a través del reactor R de pirólisis catalítica a través de una pluralidad de lechos C de catalizadores de pirólisis catalítica apropiados. El efluente de producto sale del reactor R de pirólisis catalítica y se envía a través de la línea 20 a un separado S en donde una fracción de producto líquido que tiene un punto de ebullición inicial inferior que la alimentación se recupera a través de la línea 22. Esta fracción de producto líquido se envía normalmente a equipo de procesamiento adicional o unidades de procesamiento para refinamiento adicional. Una fracción 12 de vapor que contiene hidrógeno sale del separado S y se conduce a la compresora RC de reciclado en donde cuando menos una porción de la corriente se recomprime y regresa al reactor R de pirólisis catalítica. Una corriente 16 de purga se puede retirar para eliminar una porción de hidrocarburos ligeros acumulados u otros contaminantes de corriente para evitar la acumulación de estos componentes en el sidstema. El término "hidrocarburos ligeros" utilizado en la presente significa una mezcla de hidrocarburos 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) . Volviendo a la Figura 1, una porción de la fracción de vapor que contiene hidrógeno comprimido se recicla al reactor R como gas 15 de reciclado que contiene hidrógeno y una porción se conduce al reactor R de pirólisis catalítica como gas 14 de enfriamiento rápido. Puesto que la reacción en un reactor de pirólisis catalítica es exotérmica, el gas 14 de enfriamiento rápido se introduce típicamente en múltiples ubicaciones entre los lechos de catalizador del reactor de pirólisis catalítica para impedir que el reactor escape (sobrecalentamiento) . Aún cuando diversos tipos de gases de enfriamiento rápido se pueden usar, se prefiere que el gas de enfriamiento rápido sea una corriente que contiene hidrógeno del separador S. La Figura 2 de la presente representa una modalidad preferida del proceso de la presente invención, en donde una unidad de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido (RCPSA) se usa para aumentar la concentración de hidrógeno en el gas 11 de formación que contiene hidrógeno al reactor R de pirólisis catalítica. Todos los artículos numerados son idénticos a aquellos de la Figura 1 de la presente, excepto en la modalidad actual como se muestra en la Figura 2, el gas 11 de formación que contiene hidrógeno se envía a una unidad de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido RCPSA en donde los hidrocarburos ligeros y otras impurezas gaseosas se eliminan con un gas 24 de extremo. Dependiendo del diseño de RCPSA específico, otros contaminantes, tales como, pero no limitados a C02, agua, amoníaco y H2S también se pueden eliminar del gas de formación que contiene hidrógeno. La corriente 17 de gas de formación purificado sale de la unidad de RCPSA que tiene una concentración superior de hidrógeno que la corriente 11 de gas de formación que contiene hidrógeno entrando a la unidad de RCPSA. La corriente 17 de gas de formación purificada se conduce al reactor y fluye al mismo tiempo con la alimentación 10 de hidrocarburo y el gas 15 de reciclado que contiene hidrógeno. Una porción del gas 11 de formación que contiene hidrógeno se puede desviar de la unidad de RCPSA a través de la línea 18, si se desea. La Figura 3 de la presente representa una modalidad preferida del proceso de la presente invención, en donde una unidad de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido (RCPSA) se usa para aumentar la concentración de hidrógeno en el gas 15 de reciclado que contiene hidrógeno al reactor R de pirólisis catalítica. Todos los artículos numerados son idénticos a aquellos de la Figura 1 de la presente excepto en la modalidad actual como se muestra en la Figura 3, el gas 15 de reciclado que contiene hidrógeno se envía a una unidad de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido RCPSA en donde los hidrocarburos ligeros y otras impurezas gaseosas se eliminan como un gas 24 trasero. Dependiendo del diseño de RCPSA específico, otras contaminantes, tales como, pero no limitados a C02, agua y amoníaco también se pueden remover del gas de formación que contiene hidrógeno. La corriente 16 de gas de reciclado purificado sale de la unidad de RCPSA que tiene una concentración superior de hidrógeno que la corriente 15 de gas de reciclado que contiene hidrógeno que entra a la unidad de RCPSA. La corriente 16 de gas de reciclado purificado se conduce al reactor y fluye al mismo tiempo con la alimentación 10 de hidrocarburo y el gas 11 de formación que contiene hidrógeno. Una porción de la corriente 15 de gas de reciclado que contiene hidrógeno se puede desviar de la unidad de RCPSA a través de la línea 19 si se desea. En otra modalidad, dos unidades de RCPSA se instalan en una sola unidad de pirólisis catalítica en donde una unidad de RCPSA se instala para purificar el gas de formación que contiene hidrógeno entrante al reactor de pirólisis catalítica como se muestra como RSPCA en la figura 2 y una unidad RCPSA se instala para purificar cuando menos una porción de la corriente de gas de reciclado que contiene hidrógeno del reactor de pirólisis catalítica como se muestra como RSCPCA en la Figura 3. En todavía otra modalidad, la RCPSA se puede aplicar a una unidad de pirólisis catalítica de dos etapas. En esta modalidad, una unidad de RCPSA se puede instalar en la corriente de gas de formación que contiene hidrogeno al primer reactor de pirólisis catalítica de primera etapa, la corriente de gas de formación que contiene hidrógeno al segundo reactor de pirólisis catalítica de segunda etapa, el gas de reciclado que contiene hidrógeno al reactor de pirólisis catalítica de primera etapa, o el gas de reciclado que contiene hidrogeno al reactor de pirólisis catalítica de segunda etapa. En otras modalidades, cualquier combinación de estas cuatro corrientes se puede someter al proceso de RCPSA dependiendo de las necesidades y economías de pureza de corriente y concentración de hidrógeno. En "Adsorción de Oscilación de Presión Convencional ("PSA convencional") se conduce una mezcla gaseosa bajo presión durante un período de tiempo sobre un primer lecho de un sorbente sólido que es selectivo o relativamente selectivo para uno o más componentes, usualmente considerado como un contaminante que se va a remover 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 pasa 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 una interrupción del contaminante, el flujo de la mezcla gaseosa se cambia a un segundo lecho de adsorción en un segundo recipiente para que la purificación continúe. Mientras que el segundo lecho está en servicio de adsorción, el contaminante sorbido se elimina 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 de desorber progresivamente hacia el sistema de gas trasero que comprende típicamente un tambor de gas trasero grande, junto con un sistema de control diseñado para reducir al mínimo las fluctuaciones de presión a los sistemas de corriente abajo.
El contaminante se puede recoger del sistema de gas trasero en cualquier forma apropiada y se procesa adicionalmente o se desecha como sea apropiado. Cuando la desorbción se completa, el lecho de 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 de, v.gr., la interrupción del segundo lecho, y después de que el primer lecho se ha regenerado de manera que se prepara nuevamente 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 longitud de tiempo desde cuando la mezcla gaseosa primero se conduce al primer lecho en un primer ciclo al tiempo cuando la mezcla gaseosa primero 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, servirán 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 despresurización, un paso de purga, y finalmente un paso represurización para preparar el material adsorbente para reintroducción del paso de alimentación. La sorbción de los contaminantes usualmente ocurre mediante sorbción física hacia el sorbente que es normalmente un sólido poroso tal como carbono activado, 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 pro 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 excluye si los materiales sorbidos se pueden desorber efectivamente durante la porción de desorbción del ciclo, v.gr., mediante el uso de temperaturas superiores acopladas con la reducción en presión. El procesamiento de adsorción de oscilación de presión se describe más completamente en el libro titulado Pressure Swing Adsorption, por D. M. Ruthven, S. Farouq y K. S. Knaebel (VCH Publishers, 1994).
El PSA convencional posee desventajas inherentes significativas debido a una variedad de razones. Por ejemplo, las unidades de PSA convencionales son costosas de construir y operar y son significativamente mayores en tamaño para la misma cantidad de hidrógeno que necesita recuperarse de corrientes de gas que contienen hidrógeno 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 de4 2 a 4 minutos debido a limitaciones de tiempo r4equeridas para permitir la difusión de los componentes a través de los lechos mayores utilizados en PSA convencional y la configuración de equipo y válvulas involucradas. En contraste, la adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido se utiliza que tiene tiempos de ciclo totales de menos de un minuto. Los tiempos de ciclo totales de RCPSA 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 más preferentemente 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 estructurados 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 (t ) y la constante de régimen de transferencia de masa en la fase sólida (ts) . Los regímenes de transferencia de masa 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: tQ = Dg / Rg 2 (en cm2/seg) (I) en donde Dg es el coeficiente de difusión e 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 (es decir, el valor convencional se puede usar) 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: ts = D? / Rs 2 (en cnrVseg) (2) en donde Ds es el coeficiente de difusión en la fase sólida 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 (es decir, el valor convencional se puede usar) y la dimensión característica del medio sólido, Rs se define como la anchura de la capa adsorbente. D.M. Ruthven & C. Thaeron, Performance of a Parallel Pasaje Absorbent Contactor, Separation and Purification Technology 12 (1997) 43-60, que se incorpora por referencia, aclara que el flujo a través de un monolito o un absorbente 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 las composiciones convencionales de prueba usadas para PSA convencional. 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 a partir 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 hacen ciclos de manera que cuando menos uno o más lechos esté completamente o cuando menos parcialmente en la porción de alimentación del ciclo en cualquier momento a fin de limitar las interrupción es o corrientes parásitas en el flujo de proceso tratado. Sin embargo, debido al tamaño relativamente grande e equipo de PSA convencional, el tamaño de partícula del material adsorbente es generalmente tamaños de partícula limitados de alrededor de 1 mm y superior. Por lo demás, la caída de presión excesiva, tiempo de ciclo aumentados, desorbción limitada, y canalización de materiales de alimentación resultarán. En una modalidad, RCPSA utiliza un sistema de válvulas giratorio para conduc9ir el flujo de gas a través de un módulo sorbedor giratorio que contiene un número de compartimentos de lecho adsorbente separados o "tubos", cada uno de los cuales hace ciclos 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 normalmente está comprendido de múltiples 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 trasero que sale de los tubos de RCPSA se conduce en alejamiento del módulo sorbedor giratorio.
Mediante la disposición apropiada de las placas de sello y distribuidores, un número de compartimentos individuales o tubos puede pasar a través de los pasos característicos del ciclo completo en cualquier momento. En contraste con la PSA convencional, las variaciones de flujo y presión requeridas para los cambios de ciclo de sorbción/desorbción de RCPSA en un número de incrementos separados del orden de segundos por ciclo, que suaviza las pulsaciones de régimen de presión y flujo encontradas por la compresión y maquinaria de válvulas. En esta forma, el módulo de RCPSA incluye elementos de válvulas angularmente espaciados alrededor de la trayectoria circular tomada por el módulo de sorbción giratorio de modo que cada compartimento se pase sucesivamente a una trayectoria de flujo de gas en la dirección apropiada y presión para lograr uno de los pasos de dirección de presión/flujo increméntales en el ciclo de RCPSA completo. Una ventaja clave de la tecnología de RCPSA es un uso significativamente más eficiente del material adsorbente. La cantidad de adsorbente requerida con la tecnología RCPSA puede ser solamente una fracción de aquella requerida para tecnología de PSA convencional para lograr las mismas cantidades y calidades de separación. Como resultado, le huella, inversión, y la cantidad de adsorbente activo requerido para RCPSA es significativamente inferior que aquella para una unidad de PSA convencional que procesa una cantidad equivalente de gas. En una modalidad, las caídas de presión de unidad de longitud de lecho de RCPSA, actividades de adsorción requeridas, y restricciones mecánicas (debido 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 suelta granulada, en partículas, en cuentas 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. Los ejemplos no limitativos de material de refuerzo incluyen monolitos, una matriz de fibra mineral, (tal como una matriz de fibra de vidrio) , una matriz de alambre de metal (tal como un tamiz de malla de alambre), o una hoja delgada de metal 8tal como hoja delgada de aluminio), que puede estar anodizada. Los ejemplos de matrices de fibra de vidrio incluyen cáñamos de fibra de vidrio tejidos o no tejidos. Las hojas adsorbentes se pueden hacer revistiendo una suspensión de componente adsorbente apropiado, tal como cristales de zeolita con constituyentes aglutinantes hacia el material de refuerzo, cáñamos de fibra de vidrio no tejida, telas de metal tejidas y hojas delgadas de aluminio expandidas. En una modalidad particular, las hojas adsorbentes o material están revestidos hacia soportes de cerámica. Un absorbedor en una unidad de RCPSA comprende típicamente 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 desde la entrada a la salida del adsorbedor, con una porción substancial de los componentes deseados para remover de la corriente adsorbiendo hacia la fase sólida del adsorbente. Esta fase gaseosa pude llamarse "fase de gas circulante", pero más simplemente "fase de gas". La fase sólida incluye una red de poros, el tamaño medio de los cuales es usualmente entre alrededor de 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 microporoso o zeolitas. La fase sólida se puede depositar sobre un soporte no adsorbente, la función primaria del cual es proporcionar resistencia mecánica para los materiales adsorbentes activos y/o proporcionar una función de conducción térmica o para almacenar calor. El fenómeno de adsorción comprende dos pasos principales, a decir pasaje del adsorbato de la fase de gas circulante hacia la superficie de la fase sólida, seguido por pasaje del adsorbato desde la superficie al volumen de la fase sólida hacia los sitios de adsorción. En una modalidad, RCPSA utiliza un adsorbente estructurado que se incorpora en los tubos utilizados en el aparato de RSPCA. Estos adsorbentes estructurados tienen un régimen de transferencia de masa inesperadamente elevado puesto que el gas fluye a través de los canales formados por las hojas estructuradas del adsorbente que ofrece una mejor significativa en transferencia de masa en comparación con una disposición de lecho fijo empacado tradición como se utiliza en PSA convencional. La relación del régimen de transferencia de la fase de gas (tg) y el régimen de transferencia de masa de la fase sólida (t ) 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 que RCPSA produzca corrientes de hidrógeno de alta pureza a regímenes de recuperación elevadas con solamente una fracción del tamaño de equipo, volumen de adsorbente, y costo de PSA convencional . Las modalidades de adsorbente estructurado también resultan en caídas 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 de adsorbente mayores de 12.7 cm (5 pulgadas) de agua por 30.48 cm (un pie) de longitud de lecho, más preferentemente mayor de 25.4 cm (10 pulgadas) de H2O/30.48 cm (pie), y aún más preferentemente, mayor de 50.8 cm (20 pulgadas) de H2)/30.48 cm (pie) . Esto es en contraste con unidades PSA convencionales en donde las caídas de presión de longitud de unida de lecho adsorbente generalmente están limitadas a entre menos de 12.7 cm (5 pulgadas) de H2)/30.48 cm (pie) dependiendo del adsorbente usado, con la mayoría de las unidades de PSA convencionales siendo diseñadas con una caída de presión de alrededor de 2.54 cm (1 pulgada) de H2O/30.48 cm (pie) o menos para reducir al mínimo los problemas discutidos que están asociados con los lechos mayores, tiempo de ciclo prolongados, y absorbentes en partículas de unidades PSA convencionales. Los leches adsorbentes para 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 acompañantes y/o una necesidad de añadir o reemplazar materiales adsorbentes perdidos. Estas caídas de presión de longitud de unidad de lecho adsorbente marcadamente superiores permiten que los lechos adsorbentes de RCPSA sean significativamente más compactos, más cortos, y eficientes que aquellos utilizados en PSA convencional. En una modalidad, las caídas de presión de longitud unitaria elevada permiten que lo logren velocidades de vapor elevadas a través de los lechos adsorbentes estructurados. Esto resulta en un régimen de contacto de masa mayor entre los fluidos de proceso de los materiales adsorbentes en una unida de tiempo que se puede lograr mediante PSA convencional. Esto resulta en longitudes de lecho más cortos, regímenes de transferencia de fase de gas superiores (tg) y recuperación de hidrógeno mejorada. Cib estas longitudes de lecho significativamente más cortas, las caídas de presión totales de la aplicación de RSCPA de la presente invención se puede mantener a diferenciales de presión de lecho totales durante el ciclo de alimentación de alrededor de 0.035 a 3.515 kg/cm2 (0.5 a 50 psig), de preferencia menos de 2.109 kg/cm2 (30 psig) , mientras que reduce al mínimo la longitud de los lechos activos a normalmente menos de 1.524 m (5 pies) de longitud, de preferencia menos de 60.96 cm (2 pies) de longitud y tan cortas como menos de 30.48 (1 pie) de longitud. Los niveles de presión absolutos empleados durante el proceso de RCPSA no son críticos. En la práctica, siempre que el diferencial de presión entre los pasos de adsorción y desorbción sea suficiente para ocasionar un cambio en la fracción de adsorbato que carga sobre el adsorbente proporcionando de esta manera una carga delta efectiva para separar los componentes de corriente procesados por la unidad de RCPSA. Los niveles de presión de operación absoluta típicos varídan de alrededor de 3.515 a 175.75 kg/cm2 (50 a 2500 psia) . Sin embargo, se debe observar que las presiones reales utilizadas durante las etapas de alimentación, despresurización, purga y represurización son altamente dependientes de muchos factores, incluyendo pero no limitado 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. El proceso de RCPSA no se limita específicamente a cualquier presión absoluta y debido a su tamaño compacto se hace cada vez más económico que los procesos de PSA convencional a las presiones de operación superiores. Las Patentes 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 varios aspectos de la tecnología de RCPSA. En una modalidad y un ejemplo, el sistema de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido tiene un tiempo de ciclo total, tTot/ para separar un gas de alimentación hacia gas de producto 8en este caso, una corriente enriquecida con nitrógeno) , y un gas de trasero (descarga9. El método generalmente incluye los pasos de conducir el gas de alimentación que tiene una pureza de hidrógeno F%, en donde F es el porcentaje del gas de alimentación que es el componente débilmente adsorbible (hidrógeno) , en un lecho adsorbente que adsorbe selectivamente el gas trasero y pasa el gas de producto de hidrógeno fuera de la lecha, por el tiempo, tF en donde el gas de producto de hidrógeno tiene una pureza de P% y un régimen de recuperación de R% . La recuperación R es la relación de cantidad de hidrógeno retenida en el producto a la cantidad de hidrógeno disponible en la alimentación. Luego el lecho se despresuriza al mismo tiempo durante un tiempo, tco seguido por despresurización a contra corriente del lecho durante un tiempo tCN/ en donde el desorbato (gas grasero o gas de descarga) se libera del lecho a una presión mayor que o igual a 0.0703 kg/cm2 (lpsig). El lecho se pura durante un tipo, tP, típicamente con una porción del gas de producto de hidrógeno. Subsecuentemente, el lecho se represuriza durante un tiempo, tRP, típicamente con una porción de gas de producto de hidrógeno o gas de alimentación, en donde el tiempo de ciclo, tTotí es igual a la suma de los tiempos de ciclo individuales que comprenden el tiempo de ciclo total, es decir: tt?T = t p + tco + tcN + t p + tRp ( 3 ) Esta modalidad abarca, pero no está limitada a, procesos RCPSA tales como ya sea el régimen de recuperación, R% > 80% para una r de pureza de producto a pureza de alimentación, P%/F% > 1.1, y/o el régimen de recuperación, R% > 90% para una relación de pureza de producto a pureza de alimentación 0 < =%/F% < 1.1. Los resultados que soportan estas elevadas escalas de recuperación y pureza se pueden encontrar en los Ejemplos 4 a 10 en la presente. Otras modalidades incluirán aplicaciones de RCPSA en procesos en donde los regímenes de recuperación de hidrógeno son significativamente inferiores a 80%. Las modalidades de RCPSA no están limitadas a exceder cualquier régimen de recuperación específico o umbrales de pureza y pueden ser como se aplica a regímenes de recuperación y/o purezas tan bajas como se desee o sea justificable económicamente para una aplicación particular. También se debe observar que está dentro del alcance de esta invención que los pasos tco CN/ o tP de 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 o que solamente uno de los pasos tCo o tCN se omitan del ciclo total. Sin embargo, pasos adicionales también se pueden añadir dentro de un ciclo de RCPSA para ayu7dar a mejorar la pureza y recuperación de hidrógeno. De esta manera, la mejora se podría logra prácticamente en RCPSA debido a la pequeña porción del absorbente necesaria y debido a la eliminación del gran número de válvulas estacionarias utilizadas en aplicaciones de PSA convencional.
En una modalidad, el gas posterior también de preferencia se libera a una presión suficientemente elevada de manera que el gas posterior se puede alimentar a otro dispositivo ausente la compresión de gas posterior. Más preferentemente, la presión de gas posterior es mayor que o igual a 4.218 kg/cm2 (60 psig). En una modalidad más preferida, la presión de gas posterior es mayor que o igual a 5.624 kg/cm2 (80 psig). A presiones superiores, el gas posterior se puede conducir a un cabezal de combustible. La práctica de la presente invención puede tener los siguientes beneficios: (a) Aumentar la pureza de corriente (s) 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 las corrientes de gas de reciclado que contienen hidrógeno que resulta en un aumento en la pureza de gas tratado de hidrógeno total en el reciclado de reactor de pirólisis catalítica y corrientes de gas de enfriamiento rápido para permitir severidad de la pirólisis catalítica mejorada o tratamiento de producto adicional . (c) Uso de recuperación de H2 de los gases de purga de hidroprocesamiento, ya sea en donde están presentes concentraciones significativas de H2S (antes de limpieza de gas) o después de limpieza de gas dtípicamente <100 vppm de H2S) . En procesos de pirólisis catalítica, la pureza de H2 aumentada se traduce en presiones parciales de H2 superiores en los reactores de pirólisis catalítica. Esto aumenta tanto las cinéticas de reacción como disminuye el régimen de desactivación de catalizador. Los beneficios de presiones parciales de H2 superiores pueden ser explotados en una variedad de formas, tales como: operar a temperatura de reactor inferior, que reduce costos de energía, disminuye la desactivación de catalizador, y extiende la vida del catalizador; aumentar el régimen de alimentación de unidad; procesamiento de materiales de alimentación más ácidos (azufre superior) ; procesamiento de concentraciones superiores de materiales de alimentación más pesados; color de producto mejorado, particularmente cerca del final de la carrera; eliminar cuellos de botella existentes en compresoras y/o tratar circuitos de gas (scf de H2 aumentado a flujo total constante, o el mismo scf de H2 a flujo total inferior) , y otros medios que serán evidentes 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 de H2 compradas, fabricadas u otras, dentro de la refinería; (ii) aumentar los regímenes de alimentación de pirólisis catalítica a demandas de gas de formación constantes (existentes) como resultado de la recuperación aumentada de hidrógeno; (iii) mejorar la pureza de hidrógeno en reacciones de pirólisis catalítica para eficiencias aumentadas de remoción de heteroátomo. (iv) remover una porción del H2 del gas de combustible de refinería que es perjudicial al gas combustible debido al bajo valor de BTU de hidrógeno que puede presentar limitaciones de capacidad de combustión y dificultades para algunos quemadores de horno; (v) Otros beneficios que serán evidentes a uno con conocimiento en el ramo. Los siguientes ejemplos se presentan para propósitos ilustrativos solamente y no se deben citar como siendo limitativos en forma alguna. EJEMPLOS Ejemplo 1 Este ejemplo ilustra el ramo convencional o anterior. Una unidad de pirólisis catalítica se alimenta con corrientes de hidrógeno de diferentes fuentes, es decir. 16.2 MSCFD a 97% de pureza de hidrógeno de una unidad de membrana, 11.4 MSCFD a 95% de pureza de H2 de planta de hidrógeno y 7.2 MSCFD a 95% de pureza de H2 de una unidad criogénica. Basados en la capacidad de la unidad de pirólisis catalítica, una corriente de purga de 1.2 MSCFD se elimina para evitar acumulación de hidrocarburos en el circuito antes de la alimentación combinada (total 33.6 MSCFD a 95.9% de pureza de H2) se dirige a la unidad de pirólisis catalítica. En la unidad de pirólisis catalítica, 28.9 MSCFD se consumen y una corriente de reciclado a 4.2 MSCFD a 80% de H2 se crea. Ejemplo 2 Este ejemplo ilustra una modalidad de la invención. Una unidad de pirólisis catalítica se alimenta con corrientes de hidrógeno de diferentes fuentes. Una fuente es una unidad de membrana que suministra 14.5 MSCFD a 97% de pureza de hidrógeno. En la modalidad de la presente invención, el hidrógeno de las corrientes de planta criogénica y de hidrógeno cidtadas en el Ejemplo 1 se suministran primero a una unidad de RCPSA. El producto de la unidad de RCPSA que comprende 19.1 MSCFD a 99% de pureza de H2 se mezcla con el hidrógeno de la unidad de membrana y suministrada (33.6 MSCFD a 98.1 de pureza de H2) . Esta corriente de hidrógeno de pureza superior capacitada mediante el uso de la corriente arriba de RCPSA de la unidad de pirólisis catalítica permite operación mejorada de la unidad de pirólisis catalítica, consumiendo 31.3 MSCFD (contra 28.9 MSCFD para la operación de base) . Esta operación mejorada inesperada de la unidad de pirólisis catalítica resulta en producir más productos (v.gr., gasolina) de los materiales de alimentación más pesados . Ejemplo 3 En este ejemplo, la corriente de refinería está a 33.44 kg/cm2 (480 psig) con gas posterior a 4,569 kg/cm2 (65 psig) mediante lo cual la oscilación de presión de 6.18. La composición de alimentación y presiones son típicos de las unidades de procesamiento de refinería tales como aquellas encontradas en el hidroprocesamiento o aplicaciones de hidrotratamiento. En este ejemplo, hidrocarburos típicos se describen por su número de carbono, es decir, Ci = metano, C2 = etano, etc. La RCPSA es capaz de producir hidrógeno a pureza de >99% y recuperación de >81% a través de una escala de regímenes de flujo. Los Cuadros Ia 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 también muestran como la pureza de hidrógeno disminuye a medida que la recuperación se aumenta de 89.7% a 91.7% para una corriente de 6 MMSCFD a 33.744 kg/cm2 (480 psig) y gas posterior a 4.569 kg/cm2 (65 psig) . Cuadros Ia y lb Composición (% molar) de entrada y salida de RCPSA (1897.72 1 (67 pies cúbicos) en purificación de H2. La alimentación es a 33.744 (kg/cm2 (480 psig), 50°C (122°F) y Gas posterior a 4.569 kg/cm2 (65 psig). El régimen de alimentación es alrededor de 6 MMSCFD Cuadro la. Pureza Superior Los tiempos de paso en segundos son tP=0.333, tRP=0.45 H2 a pureza de 98.6%, 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 33.041 kg/cm2 4.569 kg/cm2 (480 psig) (470 psig) (65 psig) Cuadro lb. Pureza superior Los tiempos de paso en segundos son tF=l, tco-0.333, tCN-0, tP=0.167, tRP=0.5 H2 a 97.85 de pureza, 91.7% de recuperación Alimentación Producto Gas posterioi H2 88.0 97.80 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 1016 vppm Total (MMSCFD) 6.160 5.085 1.074 33.744 kg/cm2 33.041 kg/cm2 4.569 kg/cm2 (480 psig) (470 psig) (65 psig) Los RCPSAs descritos en la presente invención operan un ciclo que consiste de diferentes pasos. El paso 1 es alimentación durante el que el producto se produce, el paso 2 es despresurización a co-corriente, el paso 3 es despresurización a contra-corriente, el paso 4 es purga, usualmente a contra corriente) y el paso 5 es represurización usualmente a contra corriente) y el paso 5 es represurización con producto. En los RCPSAs descritos aquí en cualquier momento la mitad del número total de lechos están en el paso de alimentación. En este ejemplo, tTot=2 seg en el que el tiempo de alimentación, tF es la mitad del ciclo total. Ejemplo 4 En este ejemplo, las condiciones son las mismas que en el Ejemplo9 3. El Cuadro 2a muestra condiciones que utilizan ambos pasos de co-corriente y contra-corriente para lograr pureza de hidrógeno de >99%. El Cuadro 2b muestra que el paso de despresurización a contra-corriente se puede eliminar, y una pureza de hidrógeno de 99% todavía se puede mantener. De hecho, esto muestra que aumentando el tiempo del ciclo de purga, tP, por la duración removida del paso de despresurización a contr5a-corriente, tN, que la recuperación de hidrógeno se puede aumentar a un nivel de 88%. Cuadros 2a y 2b Efecto de duraciones de paso sobre pureza y recuperación de H2 de un RCPSA (1897.17 1 (67 pies cúbicos). Las mismas condiciones que el Cuadro 1. La alimentación es a 33.744 kg/cm2 (480 psig), 50°C (122°F) y Gas posterior a 4.569 kg/cm2 (65 psig). El régimen de alimentación es alrededor de 6 MMSCFD. intermedia = 7.381 kg/cm2 (105 psig Cuadro 2b. Sin depresión a contra-corriente Ejemplo 5 Este ejemplo muestra una corriente de refinería de 10 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 poste3rior de RCPSA a 4.569 kg/cm2 (65 psig) mediante lo cual la oscilación de presión absoluta es 6.18. Nuevamente, el 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 3b muestran los resultados de este ejemplo. Cuadros 3a y 3b Composición (% molar) de entrada y salida de RCPSA (1,500 1 (53 pies cúbicos)) en purificación de H2. La alimentación es a 33.744 kg/cm2 (480 psig), 38.3°C (101° F) y Gas posterior a 4.569 kg/cm2 (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, tP=0.25, tRP=0.25 H2 a 99.98% de pureza y 86% de recuperación 33.744 kg/cm2 33.041 kg/cm2 4.569 kg/cm2 (480 psig) (470 psig) (65 psig) Cuadro 3b. Pureza Inferior Los tiempos en segundos son tF=0.5, tCo=0.167, tCN=0, tP=0.083, tRP=0.25 H2 a 93% de pureza y 89% de recuperación 33.744 kg/cirJ 2 33o.0n4/i?1 k?.g„//ciiJ2 4 „.5 p r69n k?,g„//citJ2 (480 psig) (470 psig) (65 psig) En ambos casos mostrados en los Cuadros 3a y 3b anteriores, aún cuando la presión de gas posterior es elevada a 4.569 kg/cm2 (69 psig), la presente invención muestra que pureza elevada (99%) se puede obtener si el paso de purga, tp, se aumenta suficientemente. Los cuadros 2a, 2b y 3a muestran que para ambas condiciones de régimen de flujo de 6 MMSCFD y 10 MMSCFD, hidrógeno de pureza muy elevada a -99% y >85% de recuperación se puede lograr con el RCPSA. En ambos casos el gas posterior está de 4,569 kg/cpJ (65 psig). Estas pureas y recuperaciones elevadas de gas de producto logradas usando la RCPSA con toda la descarga producida a presión elevada no se habían descubierto antes y son una particularidad clave de la presente invención. El Cuadro 3c muestra los resultados para una RCPSA (volumen = 1,387.784 1 (49 pies cúbicos)). La alimentación es a 33.744 kg/cm2 (480 psig), 38.3°C (101°F) y Gas posterior a 4.569 kg/cm2 65 psig. El régimen de alimentación es alrededor de 10 MMSCFD. Sin depresión de contra corriente Ejemplo 6 En este ejemplo, el Cuadro 4 ilustra adicionalmente el funcionamiento de RCPSAs operadas de conformidad con la invención que se describe 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/cm2 (40 psig). En este caso el gas de descarga se puede enviar a un tambor de evaporación 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 de hidrógeno de producto. Los niveles inferiores de CO aseguran que los catalizadores en las unidades de corriente abajo 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 la 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/cm2 (40 psig) o superior, no se requiere compresión adicional para integrar la 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 de hidrógeno. La alimentación es a 21.09 kg/cm2 (300 psig), 38.3°C (101°F) y régimen de alimentación es alrededor de 0.97 MMSCFD. Los timpos de paso en segundos son tP=0.5, tco=0.1, tCN=0, tP=0.033, tRP=0.066 H2 a 99.99% de pureza y 88% de recuperación Alimentación Producto Gas Posterior H2 89.1 99.98 48.8 Cl 3.3 0.01 13.0 C2 2.8 0.01 13.0 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 0.211 21.09 kg/cm2 20.387 kg/cm2 2.812 kg/cm2 (300 psig) (290 psig) (40 psig) Ejemplo 7 Los Cuadros 5a y 5b comparan el funcionamiento de RCPSAs operadas de conformidad con la invención que se está describiendo aquí. La corriente siendo purificada 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) , un paso de despresurización de contra corriente se aplica después del paso de co-corriente. De conformidad con la invención, el Cuadro 5a muestra que la recuperación de H2 elevada (81%) es posible aún cuando todo el gas de descarga o posterior se libere a 4.569 kg/cm2 (65 psig) o mayor. En contraste, la RCPSA en donde parte del gas posterior está disponible tan bajo como 0.351 kg/cm2 (5 psig), las pérdidas de hidrógeno en la despresurización de contra-corriente tal como 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 aplicado a una Alimentación con concentración de H2 851.3% molar) Composición (% molar) de entrada y salida de RCPSA (877.79 1 (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 MMSCFD. Cuadro 5s. Los tiempos de paso en segundos son tp=0.5, {a} El gas posterior disponible de 4.569-5.835 kg/cm2 (65-82 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 0.2 vppm 6643 vppm Total (MMSCFD) 5.142 2.141 3.001 19.192 kg/cm2 18.489 kg/cm2 4.569-5.835 [213 psig) ;263 psig) kg/cm2 (65-83 psig) Cuadro 5b. Los Tiempos de Paso en segundos son tP=0.667, tco=0.167, tCN=0.083, tP=0.083, tRP=0.33 {b} Gas posterior disponible de 0.351-4.569 kg/cm2 (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+ 2.7 0.00 6.2 H20 4000 vppm 0.00 vppm 5630 vppm Total (MMSCFD) 5.142 1.490 3.651 19 . 152 kg/cm2 18 . 489 kg/cm2 0 . 351-4 . 569 (273 psig) (263 psig) kg/cm2 ( 5- 65 psig) Ejemplo 8 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 se descarga ya 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 dichas aplicaciones de refinería. Como se puede ver, la recuperación elevada (> 80%) se observa en ambos casos con la pureza elevada > 99%. En ambos de estos casos, solamente una despresurización de co-corriente se usa y el efluente durante este paso se envía a otros lechos en el ciclo. El gas posterior se expide durante el paso de purga a contra corriente. El Cuadro 6c muestra el caso para una RCPSA operada en donde parte del gas posterior t se descarga en un paso de despresurización de contra corriente después de una despresurización de co-corriente. El efluente de la despresurización de co-cor4riente es de suficiente pureza y presión para ser capaz de regr4esarlo a uno de los otros lechos en la configuración de recipiente de RCPSA que es parte de esta invención. El gas posterior, es decir, el gas de descarga, expide durante la despresurización de contra corriente y los pasos de purga de contra corriente. En todos los casos la cantidad completa de gas posterior está disponible a presión elevada que permite la integración con tros 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 limitativos ya sea a la refinería ubicación petroquímica o de 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 Composición de alimentación de alta presión (% molar) de entrada y salida de RCPSA (509.688 1 (18 pies cúbicos)) en purificación de H2. La alimentación es a 56.24 kg/cm2 (800 psig), 50°C (122°F) y régimen de alimentación es alrededor de 10.1 MMSCFD. 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 de descarga a 4.569 kg/cm2 (65 psig), H2 a 99.9% de pureza y 87% de recuperación 56.24 kg/cm2 55.537 kg/cm 2 4.569 kg/cm2 (800 psig) (790 psig) (65 psig) 6b. Los Tiempos de Paso en segundos son tF=0.91, tCo=0.25, tCN=0, tp=0.33, tRP=0.33 {b} 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 7.4 C4+ 3.9 0.00 10.9 H2S 220 vppm 0 vppm 49 vppm Total (MMSCFD) 10.187 6.062 4.125 ? . / 2 (800 psig) (790 psig) (100 psig) 6c. Los tiempos de paso en segundos son tF=0.91, tCo=0.083, tCN=0.25, tP=0.167, tRP=0.41 {c} Gas posterior de 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 4.569-7.03 (800 psig) (790 psíg) kg/cm2 (65- 100 psig) Ejemplo 9 Los cuadros 7a, 7b y 7c comparan el funcionamiento de RCPSAs operados de conformidad con la invención que se está describiendo aquí. La corriente siendo purificada tiene H2 superior en la alimentación (875% molar) y es una corriente típica de refinería/petroquímica. En estos ejemplos el aumento de pureza en el 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 > 90% de recuperación sin necesidad de compresión de gas posterior.
Cuadros 7a, 7b y6 7c.
Ejemplo de RCPSA aplicada a una Alimentación con concentración de H2 885% 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. 7a. Los tipos de Paso en segundos son tF=0.5, tCo=0.33, tCN=0.167, tRP=1.83 recuperación = 85% alimentación producto gas posterior H2 85.00 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 8915 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) 7b. Los Tiempos de Paso en segundos son tF?l, to=0.333, tCN=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 (MMSCFD) 6.120 5.150 0.969 33.749 kg/cm2 33.041 kg/cm2 4.569 kg/cm2 (480 psig) (470 psig) (65 psig) 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 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) .

Claims (41)

  1. REIVINDICACIONES 1.- Un proceso para someter a pirólisis catalítica una alimentación de hidrocarburo, que comprende: a) poner en contacto una alimentación de hidrocarburo en una zona de pirólisis catalítica con un gas que contiene hidrógeno y una cantidad catalíticamente efectiva de un catalizador de pirólisis catalítica ba o condiciones de pirólisis catalítica, resultando de esta manera en una fase líquida de hidrocarburo de ebullición inferior y una fase de vapor que contiene hidrógeno e hidrocarburos ligeros; b) separar la fase líquido de hidrocarburo de ebullición inferior y la fase de vapor; c) remover cuando menos una porción de los hidrocarburos ligeros de por lo menos una porción de la fase de vapor, aumentando de esta manera su concentración de hidrógeno, 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 (pie) de longitud de lecho; y d) reciclar cuando menos una porción de la fase de vapor del paso c) anterior que tiene una concentración aumentada de hidrógeno a la zona de pirólisis catalítica.
  2. 2. - El proceso de conformidad con la reivindicación 1, en donde la alimentación de hidrocarburo se selecciona de aquellos que hierven por encima de alrededor de 177°C (350°F) .
  3. 3. - El proceso de conformidad con la reivindicación 2, en donde la alimentación de hidrocarburo se selecciona del grupo que consiste en alimentaciones de escala de ebullición de nafta, alimentaciones de escala de ebullición de queroseno, y alimentaciones de escala de ebullición de destilado.
  4. 4. - El proceso de conformidad con la reivindicación 3, en donde la alimentación de hidrocarburo se selecciona del grupo que consiste en líquidos de Fischer-Tropsch, materiales lubricantes, refinados, naftas pesadas, aceites de gas atmosférico, aceites de gas al vacío, residuos desasfaltados, de vacío y atmosféricos, aceites residuales hidrotratados o suavemente hidrofísurados , 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 creaqlueador de gato.
  5. 5. - El proceso de conformidad con la reivindicación 2, en donde el catalizador de hidrotratamiento contiene uno o más componentes seleccionados del grupo que consiste en cobalto, níquel, tungsteno, alúmina, una zeolita, sílice, sílice-alúmina y tamiz molecular.
  6. 6. - El proceso de conformidad con la reivindicación 2, en donde el tiempo de ciclo total de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido es menos de alrededor de 15 segundos.
  7. 7.- El proceso de conformidad con la r5e?vmd?cac?ón 5, 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 a alrededor de 25.4 cm (10 pulgadas) de agua por 30.48 cm (un pie) de longitud de lecho.
  8. 8.- El proceso de conformidad con la reivindicación 6, en donde el tiempo de ciclo total es menos de alrededor de 5 segundos.
  9. 9. - El proceso de conformidad con la reivindicación 7, en donde la caída de presión de más de alrededor de 50.8 cm (20 pulgadas) de agua por 30.48 cm (un pie) de longitud de lecho.
  10. 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. 11.- El proceso de conformidad con la reivindicación 9, en donde el tiempo de ciclo es menos de alrededor de 5 segundos y 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. 12. - El proceso de conformidad con la reivindicación 1, en donde el gas que contiene hidrógeno está comprendido de un gas de formación purificado producido de un gas de formación que contiene hidrógeno 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. 12.7 cm (5 pulgadas) de agua por 30.48 cm (un pie) de longitud de lecho, en donde el gas de formación purificado de la unidad de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido es superior en concentración de hidrógeno que el gas que contiene hidrógeno.
  13. 13. - El proceso de conformidad con la reivindicación 12, en donde la alimentación de hidrocarburo se selecciona del grupo que consiste en alimentaciones de escala de ebullición de nafta, alimentaciones de escala de ebullición de queroseno, y alimentaciones de escala de ebullición de destilado.
  14. 14. - El proceso de conformidad con la reivindicación 12, 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.
  15. 15.- El proceso de conformidad con la reivindicación 14, en donde el tiempo de ciclo es menos de alrededor de 5 segundos y 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.
  16. 16.- El proceso de conformidad con la reivindicación 1, en donde una porción de la fase de vapor no se trata en la unidad de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido para remover hidrocarburos ligeros y cuya porción también se recicla a la zona de pirólisis catalítica.
  17. 17.- El proceso de conformidad con la reivindicación 11, en donde una porción de la fase de vapor no se trata en la unidad de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido para remover hidrocarburos ligeros y cuya porción también se recicla a la zona de pirólisis catalítica .
  18. 18.- Un proceso para someter a pirólisis catalítica una alimentación de hidrocarburo, que comprende: a) poner en contacto una alimentación de hidrocarburo en una zona de pirólisis catalítica con un gas que contiene hidrógeno y una cantidad catalíticamente efectiva de un catalizador de pirólisis catalítica ba o condiciones de pirólisis catalítica resultando de esta manera en una fase líquida de hidrocarburo de ebullición inferior y una fase de vapor comprendida de hidrógeno e hidrocarburos ligeros; en donde el gas de formación purificado se produce de un gas de formación que contiene hidrógeno 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 85 pulgadas) de agua por 30.48 cm (un pie) de longitud de lecho, en donde el gas de formación purificado de la unidad de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido es superior en concentración de hidrógeno que el gas que contiene hidrógeno; b) separar la fase líquida de hidrocarburo de ebullición inferior y la fase de vapor; y c) reciclar cuando menos una porción de la fase de vapor a la zona de pirólisis catalítica.
  19. 19.- El proceso de conformidad con la reivindicación 17, en donde la alimentación de hidrocarburo se selecciona de aquellas que hiervan por encima de 177°C (350°F) .
  20. 20.- El proceso de conformidad con la reivindicación 18, en donde una porción de la fase de vapor no se trata en la unidad de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido para remover hidrocarburos ligeros y cuya porción también se recicla a la zona de pirólisis catalítica .
  21. 21.- El proceso de conformidad con la reivindicación 18, en donde la alimentación de hidrocarburo se selecciona del grupo que consiste en líquidos de Fischer-Tropsch, aceites de gas atmosférico, aceites de gas al vacío, residuos desasfaltados, al vacío y atmosféricos, o aceites residuales hidrotratados o suavemente hidrofísurados , destilados de coquizador, destilados de carrera recta, aceites desasfaltados con solvente, aceites derivados de pirólisis, aceites sintéticos de ebullición elevada, aceites de ciclo y destilados de pirólisis catalítica.
  22. 22.- El proceso de conformidad con la reivindicación 18, en donde el tiempo de ciclo total de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido es menos de alrededor de 15 segundos.
  23. 23.- El proceso de conformidad con la reivindicación 21, 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.
  24. 24. - El proceso de conformidad con la reivindicación 22, en donde el tiempo de ciclo total es menos de alrededor de 5 segundos.
  25. 25.- El proceso de conformidad con la reivindicación 23, en donde la caída de presión mayor de alrededor de 50.8 cm (20 pulgadas) de agua por 30.48 cm (un pie) de longitud de lecho.
  26. 26.- El proceso de conformidad con la reivindicación 1, en donde el proceso de pirólisis catalítica es selectivo en forma, en donde la alimentación se selecciona de un destilado y un material de base de aceite lubricante y el punto de vertido de la alimentación se reduce y el catalizador está comprendido de una zeolita.
  27. 27.- El proceso de conformidad con la reivindicación 26, en donde la zeolita es ZSM-5.
  28. 28.- El proceso de conformidad con la reivindicación 18, en donde el proceso de pirólisis catalítica es selectivo en forma, en donde la alimentación se selecciona de un destilado y un material de base de aceite lubricante y el punto de vertido de la alimentación se reduce y el catalizador está comprendido de una zeolita.
  29. 29.- El proceso de conformidad con la reivindicación 28, en donde la zeolita es ZSM-5.
  30. 30.- El proceso de conformidad con la reivindicación 1, en donde el proceso de pirólisis catalítica es un desencerado de destilado selectivo en forma, llevado a cabo a condiciones de reacción de 260 a 455 C, 20 a 50 kg/cm2 de presión parcial de hidrógeno, 1 a 2.5 LHSV, y 250 a 425 Nm3/m3 de régimen de circulación de hidrógeno en donde se produce un azufre inferior, producto de destilado de punto de vertido inferior.
  31. 31.- El proceso de conformidad con la reivindicación 18, en donde el proceso de pirólisis catalítica es un desencerado de destilado selectivo de forma, llevado a cabo a condiciones de reacción de 260 a 455C, 20 a 50 kg/cm2 de presión parcial de hidrógeno, 1 a 2.5 de LHSV, y 250 a 425 Nm3/m3 de régimen de circulación de hidrógeno en donde se produce un azufre inferior, producto de destilado de punto de vertido inferior.
  32. 32.- El proceso de conformidad con la reivindicación 1, en donde el proceso de pirólisis catalítica es desencerado de lubricante selectivo en forma, llevado a cabo a condiciones de reacción de 260°C (500°F) a 399°C (750°F) , 28.12 a 140.6 kg/cm2 (400 a 2000 psi), 1500 a 4000 scf/barril, y 0.2 a 2 LHSV para producir un azufre inferior, material de base de lubricante de punto de vertido inferior se produce con un índice de viscosidad mejorado.
  33. 33.- El proceso de conformidad con la reivindicación 18, en donde el proceso de pirólisis catalítica es desencerrado de lubricante selectivo en forma, llevado a cabo a 260 a 399°C (500 a 750°F), 28.12 a 140.60 kg/cm2 (400 a 2000 psi), 1500 a 4000 scf/bbl, y 0.2 a 2 LHSV para producir un azufre inferior, material de base de lubricante de punto de vertido inferior se produce con un índice de viscosidad mejorado.
  34. 34. - El proceso de conformidad con la reivindicación 1, en donde el proceso de pirólisis catalítica es desencerado de lubricante selectivo en forma, llevado a cabo a condiciones de reacción de 260°C a 399°C (500 a 750°F) , 28.12 a 140.6 kg/cm2 (400 a 2000 psi), 1500 a 4000 scf/bbl, y 0.2 a 2 LHSV para producir un azufre inferior, se produce material de base de lubricante de punto de vertido inferior con un índice de viscosidad mejorado.
  35. 35.- El proceso de conformidad con la reivindicación 18, en donde el proceso de pirólisis catalítica es desencerado de lubricante selectivo en forma, llevado a cabo a condiciones de reacción de 260 a 399°C (500 a 750°F), 28.12 a 140.6 kg/cm2 (400 a 2000 psi), 1500 a 4000 scf/bbl, y 0.2 a 2 LHSV para producir un azufre inferior, material de base de lubricante de punto de vertido inferior se produce con un índice de viscosidad mejorado.
  36. 36.- El proceso de conformidad con la reivindicación 7, en donde la corriente de vapor se limpia con una solución de limpieza básica que comprende una amina antes de ser conducida a la unidad de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido.
  37. 37.- El proceso de conformidad con la reivindicación 23, en donde la corriente de vapor se limpia con una solución de limpieza básica comprendida de una amina antes de ser conducida a la unidad de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido.
  38. 38.- El proceso de conformidad con la reivindicación 7, en donde la unidad de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido elimina los contaminantes seleccionados del grupo que consiste en C02, agua, amoníaco y H2S .
  39. 39.- El proceso de conformidad con la reivindicación 23, en donde la unidad de adsorción de oscilación de presión de ciclo rápido elimina contaminantes seleccionados del grupo que consiste en C02 , agua, amoníaco y H2S.
  40. 40.- El proceso de conformidad con la reivindicación 7, en donde cuando menos un reactor contiene un lecho de hidrotratamiento .
  41. 41.- El proceso de conformidad con la reivindicación 23, en donde cuando menos un reactor contiene un lecho de hidrotratamiento .
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