WO2008087363A2 - Procédé de purification ou de séparation utilisant plusieurs adsorbeurs décalés en phase - Google Patents

Procédé de purification ou de séparation utilisant plusieurs adsorbeurs décalés en phase Download PDF

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Definitions

  • the invention relates to a method for separating or purifying a gas using a plurality of adsorbers which follow out-of-phase cycles, and more particularly on the purification of atmospheric air, before cryogenic separation of said air by cryogenic distillation. More particularly, this relates to the purification of air by TSA cycle by means of radial adsorbers.
  • the atmospheric air contains compounds to be removed before the introduction of said air in the heat exchangers of the cold box of an air separation unit, in particular the carbon dioxide (CO2) compounds, steam vapor water (H2O), nitrogen oxides and / or hydrocarbons for example.
  • CO2 carbon dioxide
  • H2O steam vapor water
  • nitrogen oxides nitrogen oxides and / or hydrocarbons for example.
  • a TSA air purification process cycle comprises the following steps: a) purification of the air by adsorption of the impurities at superatmospheric pressure and at ambient temperature, b) depressurization of the adsorber up to the pressure atmospheric, c) regeneration of the adsorbent at atmospheric pressure, especially by the waste gases, typically impure nitrogen from an air separation unit and heated to a temperature usually between 100 and 250 0 C at by means of one or more heat exchangers, d) cooling at ambient temperature of the adsorbent, in particular by continuing to introduce said waste gas from the air separation unit, but not reheated, e) repressurization of the adsorber with purified air from, for example, another adsorber in the production phase.
  • the air pretreatment devices comprise two adsorbers, operating alternately, that is to say that one of the adsorbers is in the production phase, while the other is in the regeneration phase.
  • the production phase corresponds to the purification of the gaseous mixture by adsorption of the impurities.
  • the regeneration phase corresponds to the desorption of the impurities, retained on the adsorbent during the adsorption step, by heating the adsorbent by the waste gas heated to a temperature between 100 0 C and 250 0 C. It comprises the stages of depressurization, heating, cooling and repressurization.
  • a step of placing the two adsorbers in parallel, of more or less long duration, that is to say from a few seconds to several minutes, is generally added at the beginning or at the end of the regeneration phase.
  • TSA air purification are described in particular in US-A-3738084 and FR-A-7725845.
  • the fluid to be purified or separated 1 enters the bottom portion of the radial adsorber 10, passes through the adsorbent mass 20 in a centripetal or centrifugal manner as appropriate, and the product exits at the top portion 2.
  • the fluid Regeneration 3 enters the countercurrent by the upper part, desorbs the impurities contained in the adsorbent mass 20 and the residual gas 4 leaves at the bottom.
  • the adsorber itself 10 consists of a cylindrical shell of vertical axis AA and 2 funds.
  • the adsorbent mass is held in place by means of a perforated outer grid 11 and an internally perforated internal grid 12 fixed on the upper bottom and a solid plate 13 in the lower part.
  • the gas 1 circulates vertically at the periphery in the outer free zone 14 between the cylindrical shell and the external grid, passes radially through the adsorbent mass 20 and then flows vertically in the internal free zone 15 before leaving the adsorber from above. Regeneration is carried out in the opposite direction.
  • the gas to be purified during the adsorption phase circulates from the periphery to the center: this is called centripetal circulation in adsorption.
  • the corresponding regeneration is then carried out centrifugally, that is to say from the center to the outside.
  • the radial adsorbers can be used in the same way with reverse circulation directions, that is to say in adsorption, for example, the gas to be treated will go from the inside towards the outside while in regeneration, the regeneration gas will circulate from outside to inside.
  • Another possible arrangement is to add a circular sealing disc to split the adsorbent mass in two parts. It is then possible in the same radial adsorber to have in adsorption phase for example a centrifugal circulation in a first volume of adsorbent followed by a centripetal circulation in the upper volume of adsorbent.
  • the cost typically varies as the size (the volume or the amount of fluid to be treated) to the power 0.7 to 0.9, usually around 0.8 on average, which makes it more economically interesting to build a large unit than two units of half size.
  • the radial adsorbers have the particular feature of being easily extrapolated in size and can be used to treat very high gas flow rates. Unlike most fluids processing equipment, an increase in flow essentially results in an increase in the height of the equipment and not in its diameter.
  • a radial adsorber 3 meters in diameter and 7 meters high can treat 200,000Nm 3 / h of air at room temperature and 6 bar absolute.
  • an adsorber 3.75m diameter and 11 to 12 meters high. It increases only 25% the diameter but more than 60% the height.
  • the pressure drop varies essentially as the square of the velocity
  • the pressure variation between the top and the bottom of the adsorber would be approximately 8 times greater for the double capacity adsorber if the same ferrule diameter were maintained with, in Indeed, a multiplying factor of 4 corresponding to the doubling of the flow, and a factor 2 corresponding to the doubling of the path.
  • a multiplying factor of 4 corresponding to the doubling of the flow
  • a factor 2 corresponding to the doubling of the path.
  • the first case consists in using an adsorber in purification and two adsorbers in regeneration.
  • An example of this operation is the drying and stopping of the acidic constituents (CO2, H2S) of the natural gas.
  • a diagram of such a method can be found for example in chapter 11.2 (page 359) of D. M. Ruthven Principles of Adsorption and Adsorption Processes.
  • Such a cycle makes it possible to have a double time to regenerate with respect to a conventional unit which comprises only two adsorbers with a fixed adsorption time. This essentially helps to minimize the gas flow required for regeneration.
  • the second case that can occur corresponds to the opposite: two adsorbers in adsorption and an adsorber in regeneration. This is particularly the case when the adsorption kinetics are slow and large volumes of adsorbent are required to stop an impurity.
  • the regeneration period for a TSA purification unit comprises a heating step, almost always a cooling step and possibly depressurization steps, repressurization if the regeneration is carried out at a pressure different from that of the adsorption and or of placing the regenerated adsorber in parallel with the adsorber at the end of the adsorption stage.
  • This paralleling can last a few seconds, if it is just to ensure the continuity of production during the opening / closing of the supply valves and production of said adsorbers, or minutes to tens of minutes, if it is to stabilize the temperatures or composition of the regenerated bottle.
  • This paralleling may correspond to the circulation of half flow in each of the two adsorbers or at different percentages depending on the adsorbers.
  • a step of paralleling a step during which the gas to be purified feeds at least two adsorbers which are not at the same point of the cycle, for example an adsorber at the end of the production phase and an adsorber which has just been regenerated and repressurized.
  • the duration of the adsorption period is different from the duration of the regeneration period.
  • the concept of ⁇ phase time and T cycle time is used.
  • a cycle comprising N adsorbers comprises N phases of equal duration ⁇ and the cycle time T, which corresponds to the time required for an adsorber to return to the same point of the pressure cycle, is then equal to N phase time ⁇ .
  • the method according to the invention may have one of the following characteristics:
  • At each instant of the pressure cycle at least two adsorbers are in the adsorption phase; - Periodically, at least three adsorbers are at a given moment in the adsorption phase;
  • the purification process uses 5 adsorbers in a cycle comprising three production phases and two regeneration phases or two production phases and three regeneration phases;
  • a heater is operated in continuous operation during the period of regeneration of an adsorber
  • the heating time for regenerating an adsorber is approximately equal to a phase time ⁇ ; during the heating step of the regeneration period, a flow rate of heating gas different from the flow rate of the cooling gas used at the end of the regeneration period is used;
  • phase time is between 15 and 90 minutes
  • the hourly volume flow of the gas to be treated from the adsorption unit is greater than 100 000 m 3 Zh;
  • the pressure of the gas to be treated is between 2 and 35 bar, preferably between 3 and 8 bar absolute;
  • the duration of a cycle is between 90 and 600 minutes;
  • the gaseous mixture is air and in that the carbon dioxide and the water contained in the air are eliminated during the production period;
  • the gaseous mixture mainly contains CO2 and at least one impurity, in particular water and / or nitrogen oxides and / or sulfur-containing products;
  • each adsorber contains activated alumina and / or zeolite and / or silica gel and / or activated carbon as an adsorbent;
  • the height of the shell of each adsorber is greater than 10 meters, preferably between 12 and 25 meters, and / or each adsorber has a diameter of 4 and 6.5 meters.
  • two adsorbers are replaced in a two-phase cycle by four adsorbers of lower overall volume in a four-phase cycle such that the total cycle time and the total volume of adsorbent is essentially identical.
  • FIG. 2 representing a purification unit with 4 radial adsorbers, thus having a cycle comprising 4 phases, of which 2 are adsorptive and two are regenerative.
  • the radial adsorber 1 starts the first adsorption phase and that the radial adsorber 2 starts the second adsorption phase.
  • the gas to be purified 10 supplies the adsorbers 1, 2 in parallel via the valves 11 and 21.
  • the purified gas 20 is collected via the valves 12 and 22.
  • the adsorber 3 which has finished its production period is isolated from the main circuits by closing the valves 31 and 32, then is depressurized via the valve 34, then begins the regeneration period.
  • the regeneration gas 30 is, for a portion 40, heated in the regeneration heater 6 and then flows into the adsorber 3 via the valves 33 and 34.
  • the adsorber 4 will finish its heating sub-step and then will be cooled by the unheated regeneration gas 50 via the valves 45 and 44.
  • the adsorber 1 follows with a shift of a phase time ⁇ the same pressure cycle as the adsorber 2. It is the same for the adsorber 2 vis-à-vis the adsorber 3, and for the adsorber 3 vis-à-vis the adsorber 4.
  • Each adsorber during the cycle therefore successively follows two production phases and then two regeneration phases.
  • FIG. 3 represents an exemplary unit comprising 4 adsorbers, the pressure cycle of each of the adsorbers being represented as a function of time.
  • each phase of the cycle is represented for each of the adsorbers.
  • the production (adsorption) and regeneration periods are each carried out in two phases of phase.
  • the first regeneration phase comprises, on the one hand, the steps of paralleling a, depressurization b and heating c which take place during a phase time ⁇ and, secondly, a second phase regeneration with a heating sub-step d and cooling stages e and repressurization f which are also performed during a phase time ⁇ .
  • each adsorber during production only sees half of the feed rate. With fixed adsorption time, it will therefore require half less adsorbent and since it is a radial adsorber, it will be more than 2 times smaller in size than the single adsorber fulfilling the same function. This as explained above because of the dead volumes necessary to ensure a good gas distribution in the presence of circulations both longitudinal (or axial) and radial in said adsorber. Taking again the example of the units respectively treating 200 000 and 400 000 Nm3 / h, one sees that one can gain of the order of 25% on the global volume of the adsorbers by using the recommended solution.
  • the adsorber 1 begins its first production step
  • the adsorber 2 begins its second stage of production and is therefore no longer concerned for a long time by this warming effect.
  • the purified gas consists equally of gases from adsorbers 1 and 2
  • the paralleling time can therefore be recovered to for example lengthen the repressurization step, that is to say, for a given amount of repressurization gas, to reduce the flow of purified gas or gas to be purified necessary for this purpose. This makes it possible to reduce flow fluctuations and thereby less disturb the cryogenic unit downstream.
  • a regeneration phase is a phase that can integrate a production sub-step corresponding for example to a paralleling from the moment when this production sub-step is less than half the phase time ⁇ .
  • the sub-step of paralleling is generally less than 10% of the phase time ⁇ .
  • a first production phase is obtained, a second phase comprising a production step, a paralleling step (a), a depressurization step (b) and a heating step, a third phase with heating and cooling steps and a fourth and last phase with the end of the cooling step, the step repressurization and the first stage of production.
  • the regeneration heater 6 it is also possible for the regeneration heater 6 to be in continuous operation, which, by eliminating the periods of non-operation and of heat loss, is beneficial for the energy consumption and for the mechanical strength of said heat exchanger in the weather.
  • the heating step is extended during the phase following that in which the heating has begun.
  • the duration of the in step (d) which continues the heating is such that the duration of (c + d) corresponds to a phase time ⁇ .
  • this means that the substep (d) is equal to the sum of the substeps corresponding to the paralleling and the depressurization.
  • the paralleling can be done at the same time phase that the repressurization, just after the latter.
  • heating gas flow (40) may be different from the cooling gas flow (50).
  • These flow rates can be kept substantially constant during the duration of the heating and cooling steps, or modified during these same steps. For example, it may be advantageous to maintain constant pressure drops across the adsorbers, which amounts in a first approximation to increasing the flow rates when the average temperature of the adsorber is the coldest and on the contrary to decreasing them when the average temperature is hotter
  • the total adsorption time for an adsorber is 120 minutes, for example, and can then be depressurized, regenerated and repressurized in 80 minutes, it is possible to adopt a phase time of 40 minutes.
  • Each adsorber being equal in volume to one third of the standard adsorber which would treat the all of the flow, this amounts to install that 5/6 of the volume of adsorbent normally needed in the standard case.
  • the time available for heating and cooling is in practice much lower in the case of 3 adsorbers (40 minutes in the example above) than in the case of adsorbers (70 minutes).
  • This last solution therefore makes it possible in relative terms to use lower regeneration flow rates, that is to say above all to lead to significantly lower pressure drops in regeneration, even if the latter will be greater than those which would be obtained with one unit. at 4 or 6 adsorbers.
  • the fact of using a plurality of adsorbers may in certain cases save the adsorber and retain advantageous solutions that would be impossible to implement outside the scope of the invention because of the less flexibility to a reduced number of adsorbers.
  • Control system All cycles described are usually managed automatically by a control system.
  • This control device can be more or less elaborate and adapt for example the duration of the steps and / or the regeneration conditions to the operating conditions.
  • This invention can be applied, for example, to purifying air with a flow rate greater than 500,000 Nm3 / h, at a pressure of 3 to 8 bar abs and at a temperature of 5 to 45 ° C.
  • the process of the invention is recommended for purifying atmospheric air prior to its distillation and separation at cryogenic temperature within a cryogenic air separation unit, so as to produce nitrogen and / or oxygen in liquid, gaseous or other form.

Abstract

Procédé de purification ou de séparation, fonctionnant en mode TSA, d'un mélange gazeux à au moins deux constituants, dans lequel on met en oeuvre n adsorbeurs avec n ≥ 4, chaque adsorbeur étant soumis à un cycle de pression de durée T donnée comprenant une période de production et une période de régénération, caractérisé en ce que les cycles de pression de tous les adsorbeurs sont décalés les uns par rapport aux autres d'une durée de décalage x.Δφ avec 1≤ x ≤ (n-1), Δφ appelé temps de phase et Δφ = T / n.

Description

Procédé de purification ou de séparation utilisant plusieurs adsorbeurs décalés en phase
L'invention porte sur un procédé de séparation ou de purification d'un gaz mettant en œuvre une pluralité d'adsorbeurs qui suivent des cycles déphasés, et plus particulièrement sur la purification d'air atmosphérique, avant séparation cryogénique dudit air par distillation cryogénique. Plus particulièrement encore, cela concerne la purification d'air par cycle TSA au moyen d'adsorbeurs radiaux.
Il est connu que l'air atmosphérique contient des composés devant être éliminés avant l'introduction dudit air dans les échangeurs thermiques de la boîte froide d'une unité de séparation d'air, notamment les composés dioxyde de carbone (CO2), vapeur d'eau (H2O), oxydes d'azote et/ou hydrocarbures par exemple.
En effet, en l'absence d'un tel prétraitement de l'air pour en éliminer ses impuretés
CO2 et eau, on assiste à une solidification en glace de ces impuretés lors du refroidissement de l'air à température cryogénique typiquement inférieure ou égale à -1500C, d'où il peut résulter des problèmes de colmatage de l'équipement, notamment les échangeurs thermiques, des colonnes de distillation...
En outre, il est également d'usage d'éliminer au moins partiellement les impuretés hydrocarbures et oxydes d'azote susceptibles d'être présentes dans l'air afin d'éviter leur trop forte concentration dans le bas de la ou des colonnes de distillation, et de pallier ainsi tout risque de dégradation des équipements.
Actuellement, ce prétraitement de l'air est effectué, selon le cas, par procédé TSA (Température Swing Adsorption = adsorption avec variation de température) ou par procédé PSA (Pressure Swing Adsorption = adsorption à pression modulée) ; par procédé PSA, on entend les procédés PSA proprement-dits, les procédés VSA (Vacuum Swing Adsorption = adsorption à pression modulée avec mise sous vide), les procédés VPSA et analogues.
L'invention s'applique aux divers procédés et unités mettant en œuvre des adsorbeurs radiaux, fonctionnant en mode TSA, c'est-à-dire avec augmentation de température lors de la régénération. Classiquement, un cycle de procédé TSA de purification d'air comporte les étapes suivantes: a) purification de l'air par adsorption des impuretés à pression super-atmosphérique et à température ambiante, b) dépressurisation de l'adsorbeur jusqu'à la pression atmosphérique, c) régénération de l'adsorbant à pression atmosphérique, notamment par les gaz résiduaires, typiquement de l'azote impur provenant d'une unité de séparation d'air et réchauffé jusqu'à une température habituellement entre 100 et 2500C au moyen d'un ou plusieurs échangeurs thermiques, d) refroidissement à température ambiante de l'adsorbant, notamment en continuant à y introduire ledit gaz résiduaire issu de l'unité de séparation d'air, mais non réchauffé, e) repressurisation de l'adsorbeur avec de l'air purifié issu, par exemple, d'un autre adsorbeur se trouvant en phase de production.
Généralement, les dispositifs de prétraitement d'air comprennent deux adsorbeurs, fonctionnant de manière alternée, c'est-à-dire que l'un des adsorbeurs est en phase de production, pendant que l'autre est en phase de régénération.
La phase de production correspond à la purification du mélange gazeux par adsorption des impuretés.
La phase de régénération correspond à la désorption des impuretés, retenues sur l'adsorbant pendant l'étape d'adsorption, par chauffage de l'adsorbant par les gaz résiduaires réchauffé à une température comprise entre 1000C et 2500C. Elle comprend les étapes de dépressurisation, chauffage, refroidissement et repressurisation.
Une étape de mise en parallèle des deux adsorbeurs, de durée plus ou moins longue, c'est-à-dire de quelques secondes à plusieurs minutes, est généralement rajoutée au début ou en fin de phase de régénération.
De tels procédés TSA de purification d'air sont notamment décrit dans les documents US-A-3738084 et FR-A-7725845.
Dès lors que les débits à purifier deviennent importants, il est connu d'utiliser des adsorbeurs radiaux tel qu'il est enseigné dans le document US-A-4-541-851 ou dans le brevet EP-A-1, 638,669. Les adsorbeurs radiaux permettent de réaliser de façon fiable et répétée une épuration par adsorption de grandes quantités de fluide, notamment d'air atmosphérique, tout en conservant une bonne distribution du fluide traité et des vitesses de circulation des fluides compatibles avec les propriétés mécaniques des particules d'adsorbant utilisées. Le fonctionnement d'un adsorbeur radial est représenté figure 1.
Le fluide à épurer ou à séparer 1 rentre en partie basse de l'adsorbeur radial 10, traverse la masse adsorbante 20 de manière centripète ou centrifuge selon le cas, et le produit sort en partie supérieure 2. Lors de la régénération, le fluide de régénération 3 rentre à contre-courant par la partie haute, désorbe les impuretés contenues dans la masse adsorbante 20 et le gaz résiduaire 4 sort en partie basse.
L'adsorbeur lui-même 10 est constitué d'une virole cylindrique d'axe vertical AA et de 2 fonds. La masse adsorbante est maintenue en place au moyen d'une grille externe perforée 11 et d'une grille interne également perforée 12 fixées sur le fond supérieur et d'une tôle pleine 13 en partie inférieure. Le gaz 1 circule verticalement à la périphérie dans la zone libre externe 14 entre la virole cylindrique et la grille externe, traverse radialement la masse adsorbante 20 puis circule verticalement dans la zone libre interne 15 avant de quitter l'adsorbeur par le haut. La régénération s'effectue en sens inverse.
Dans la description ci-dessus, le gaz à épurer pendant la phase d' adsorption circule de la périphérie vers le centre : on parle alors de circulation centripète en adsorption. La régénération correspondante s'effectue alors de façon centrifuge, c'est-à-dire du centre vers l'extérieur. Ceci est la configuration la plus générale mais on peut utiliser de la même façon les adsorbeurs radiaux avec des sens de circulation inverses, c'est-à-dire qu'en adsorption par exemple le gaz à traiter ira de l'intérieur vers l'extérieur alors qu'en régénération, le gaz de régénération circulera de l'extérieur vers l'intérieur. Un autre arrangement possible consiste à rajouter un disque circulaire d'étanchéité pour fractionner en 2 parties la masse adsorbante. Il est alors possible dans un même adsorbeur radial d'avoir en phase d'adsorption par exemple une circulation centrifuge dans un premier volume d'adsorbant suivie d'une circulation centripète dans le volume supérieur d'adsorbant.
Pour les équipements voisins des adsorbeurs radiaux que sont les colonnes à distiller, les réacteurs cylindriques, les adsorbeurs à lits superposés standards c'est à dire cylindrique à axe vertical, les capacités et réservoirs essentiellement cylindriques, le coût varie classiquement comme environ la taille (le volume ou la quantité de fluide à traiter) à la puissance 0.7 à 0.9, généralement autour de 0.8 en moyenne , ce qui fait qu'il est plus intéressant économiquement de construire une grosse unité que deux unités de taille moitié.
Si on considère un adsorbeur classique de type cylindrique à axe vertical, il convient, si on veut augmenter le débit de gaz de charge à efficacité constante, c'est-à-dire essentiellement à même pertes de charge, d'augmenter la section de passage tout en conservant la même hauteur d'adsorbant. Toutefois, la réalisation d'adsorbeurs cylindrique à axe vertical de diamètre élevé entraîne des problèmes de volumes morts et de distribution gazeuse. Les adsorbeurs cylindriques à axe horizontal, quant à eux, permettent d'extrapoler vers les gros débits en rajoutant des tronçons de virole. Cependant, ce type d' adsorbeur largement utilisé présente des inconvénients tels que la distribution gazeuse au sein de la masse adsorbante du fait de trajets plus longs le long de la virole ou que les déperditions thermiques importantes dues à la grande surface d'échange entre l'adsorbant et le milieu extérieur.
Dans ce contexte, les adsorbeurs radiaux ont comme particularité d'être extrapolables facilement en taille et de pouvoir être utilisés pour traiter des débits de gaz très élevés. Contrairement à la majorité des équipements traitant des fluides, une augmentation de débit entraîne essentiellement une augmentation de la hauteur de l'équipement et non de son diamètre.
De là, il est courant dans l'état de la technique d'augmenter la taille des adsorbeurs radiaux quand on augmente les débits à purifier.
Par exemple, un adsorbeur radial de 3 mètres de diamètre et 7 mètres de haut pourra traiter 200 000Nm3/h d'air à température ambiante et à 6 bar absolus. Pour traiter un débit double soit 400 00ONmVh avec les mêmes performances, on pourra utiliser un adsorbeur de 3.75m de diamètre et 11 à 12 mètres de haut. On augmente seulement de 25% le diamètre mais de plus de 60% la hauteur.
Il n'y a pas d'objection technique à réaliser des adsorbeurs de l'ordre de 6 à 7 mètres de diamètre et de 20 à 30m de haut. A titre de comparaison, il existe des réacteurs ou des colonnes à distiller de cette taille ou de taille supérieure. Toutefois, à l'intérieur d'un adsorbeur radial, le gaz circule à la fois longitudinalement dans les espaces de distribution externe et interne et radialement dans la masse adsorbante. Ce double trajet conduit à des problèmes de distribution gazeuse lorsqu'on augmente la taille des adsorbeurs radiaux. La perte de charge variant essentiellement comme le carré de la vitesse, la variation de pression entre le haut et le bas de l'adsorbeur serait environ 8 fois supérieure pour l'adsorbeur de capacité double si on maintenait le même diamètre de virole avec, en effet, un facteur multiplicateur de 4 correspondant au doublement du débit, et un facteur 2 correspondant au doublement du trajet. Pour maintenir une distribution gazeuse correcte à travers le lit adsorbant sur toute la hauteur de l'adsorbeur, il convient donc d'agrandir la section de passage extérieure d'un facteur supérieur à 2.
Cela se traduit globalement par le fait que le volume imparti aux zones de distribution du gaz (volume libre interne et externe) augmente plus que le rapport de l'augmentation des débits. Par conséquent, le volume total de l'adsorbeur, c'est-à-dire volume de la masse adsorbante et volumes de distribution, augmente lui aussi plus que le simple rapport des débits.
Ainsi, traiter des débits importants en augmentant la taille des adsorbeurs conduit à des problèmes de perte de charge, de distribution gazeuse qui entraînent un grossissement du diamètre et, par là, un accroissement du volume et du poids qui pénalise la manutention. On notera toutefois qu'il ne s'agit pas d'installer une pluralité d'adsorbeurs radiaux de petite taille, c'est-à-dire d'installer par exemple plusieurs adsorbeurs de 2 mètres de diamètre à la place d'un adsorbeur de 4 mètres de diamètre. En effet un adsorbeur de 4 mètres de diamètre est encore facile à manipuler et constructible dans un grand nombre d'ateliers. Le gain en volume ne suffit pas à lui tout seul pour remplacer un adsorbeur de taille moyenne par plusieurs petits adsorbeurs. C'est une des raisons pour lesquelles le problème évoqué précédemment n'avait pas été mis en évidence jusqu'ici.
En définitive, l'augmentation de la taille des adsorbeurs radiaux au-delà d'un diamètre de 4 mètres, lorsque le débit à épurer augmente n'est pas la meilleure solution technique et économique à adopter. L'utilisation de procédés comportant un plus grand nombre d'adsorbeurs telle que pratiquée à ce jour ne répond pas non plus au problème soulevé ici. Il est connu d'effectuer des cycles d'épuration de type TSA comportant une période d'adsorption et une période de régénération et mettant en oeuvre 3 adsorbeurs.
Le premier cas consiste à utiliser un adsorbeur en épuration et deux adsorbeurs en régénération. Un exemple de ce fonctionnement correspond au séchage et à l'arrêt des constituants acides (CO2, H2S) du gaz naturel. Un schéma d'un tel procédé peut être trouvé par exemple dans le chapitre 11.2 (page 359) de « Principles of Adsorption and Adsorption Processes » de D. M. Ruthven. Un tel cycle permet de disposer d'une durée double pour régénérer par rapport à une unité classique qui ne comporterait que deux adsorbeurs, à durée d'adsorption fixée. Cela permet essentiellement de minimiser le débit de gaz nécessaire à la régénération.
Le second cas qui peut se présenter correspond à l'inverse : deux adsorbeurs en adsorption et un adsorbeur en régénération. C'est le cas en particulier quand la cinétique d'adsorption est lente et qu'il faut des volumes important d'adsorbant pour arrêter une impureté. La période de régénération pour une unité d'épuration de type TSA comprend une étape de chauffage, pratiquement toujours une étape de refroidissement et éventuellement des étapes de dépressurisation, repressurisation si la régénération s'effectue à une pression différente de celle de l'adsorption et/ou de mise en parallèle de l'adsorbeur régénéré avec l'adsorbeur en fin d'étape d'adsorption. Cette mise en parallèle peut durer de quelques secondes, s'il s'agit juste d'assurer la continuité de la production pendant l' ouverture/fermeture des vannes d'alimentation et production des dits adsorbeurs, ou quelques minutes à dizaines de minutes, s'il s'agit de stabiliser les températures ou composition de la bouteille régénérée. Cette mise en parallèle peut correspondre à la circulation de débit moitié dans chacun des deux adsorbeurs ou à des pourcentages différents suivant les adsorbeurs. De façon générale, on appelle étape de mise en parallèle une étape durant laquelle le gaz à épurer alimente au moins deux adsorbeurs qui n'en sont pas au même point du cycle, par exemple un adsorbeur en fin de phase de production et un adsorbeur qui vient d'être régénéré et repressurisé.
Globalement pour de tels cycles, la durée de la période d'adsorption est différente de la durée de la période de régénération. Pour décrire plus précisément les cycles d'adsorption, on utilise la notion de temps de phase Δφ et de temps de cycle T.
Un cycle comportant N adsorbeurs comporte N phases de durée égale Δφ et le temps de cycle T, qui correspond au temps nécessaire pour qu'un adsorbeur revienne au même point du cycle de pression, est alors égal à N temps de phase Δφ.
Partant de là, un problème qui se pose est d'améliorer les procédés et les unités de traitement du gaz à adsorbeurs radiaux lorsque les débits volumiques à traiter deviennent importants, typiquement d'au moins 100 000 m /h.
La solution de l'invention est un procédé de purification ou de séparation, fonctionnant en mode TSA, d'un mélange gazeux à au moins deux constituants, dans lequel on met en oeuvre n adsorbeurs radiaux avec n > 4, chaque adsorbeur étant soumis à un cycle de pression de durée T donnée comprenant une période de production et une période de régénération, caractérisé en ce que les cycles de pression de tous les adsorbeurs sont décalés les uns par rapport aux autres d'une durée de décalage x.Δφ avec 1< x < (n-1), et Δφ = T / n où Δφ désigne le temps de phase.
Selon le cas, le procédé selon l'invention peut présenter l'une des caractéristiques suivantes :
- à chaque instant du cycle de pression au moins deux adsorbeurs se trouvent en phase d'adsorption ; - périodiquement au moins trois adsorbeurs se trouvent à un instant donné en phase d'adsorption ;
- le procédé de purification met en œuvre n adsorbeurs radiaux avec n = 4 ou 6 suivant un cycle comportant n/2 phases de production et n/2 phases de régénération ;
- le procédé de purification met en œuvre 5 adsorbeurs suivant un cycle comportant trois phases de production et deux phases de régénération ou deux phases de production et trois phases de régénération ;
- on met en œuvre un réchauffeur en fonctionnement continu, pendant la période de régénération d'un adsorbeur ;
- la durée de chauffage pour régénérer un adsorbeur est environ égale à un temps de phase Δφ ; - on met en oeuvre pendant l'étape de chauffage de la période de régénération un débit de gaz de chauffage différent du débit de gaz de refroidissement utilisé en fin de période de régénération ;
- les débits de gaz de chauffage et de refroidissement traversant un adsorbeur donné sont modifiés au cours du cycle ;
- le temps de phase est compris entre 15 et 90 minutes ;
- le débit volume horaire de gaz à traiter de l'unité d'adsorption est supérieur à 100 00O m3Zh ;
- la pression du gaz à traiter est comprise entre 2 et 35 bar, de préférence entre 3 et 8 bar absolu ;
- la durée d'un cycle est comprise entre 90 et 600 minutes ;
- le mélange gazeux est de l'air et en ce que le dioxyde de carbone et l'eau contenu dans l'air sont éliminés dans la période de production ;
- le mélange gazeux contient majoritairement du CO2 et au moins une impureté, en particulier de l'eau et/ou des oxydes d'azote et/ou des produits soufrés ;
- chaque adsorbeur contient de l'alumine activée et/ou de la zéolite et/ou du gel de silice et/ou du charbon actif en tant qu'adsorbant ;
- le gaz issu de la période de production subit une distillation cryogénique.
L'invention porte également sur une installation de purification et de séparation d'un mélange gazeux, comprenant n adsorbeurs radiaux avec n > 4, chaque adsorbeur fonctionnant en mode TSA et étant soumis à un cycle de pression comprenant une période de production et une période de régénération, caractérisé en ce que chaque adsorbeur est alimenté par une ou plusieurs canalisations, reliées à une source de gaz à purifier et à une source de gaz de régénération et équipées de vannes propres dont l'ouverture et la fermeture sont pilotées à l'aide d'un dispositif de pilotage, de manière à ce que les cycles de pression de tous les adsorbeurs sont décalés les uns par rapport aux autres d'une durée x.Δφ avec 1< x < (n-1) et Δφ = T / n.
De préférence, la hauteur de la virole de chaque adsorbeur est supérieure à 10 mètres, de préférence comprise entre 12 et 25 mètres, et/ou chaque adsorbeur a un diamètre compris à 4 et 6.5 mètres. A partir du constat que grossir la taille d'un adsorbeur radial posait des problèmes inhérents à cette technologie, à savoir que cela augmentait le pourcentage des volumes morts dédiés à la distribution gazeuse par rapport au volume utile, l'invention repose sur l'utilisation d'une pluralité d'adsorbeurs de taille inférieure et plus précisément sur leur agencement en un cycle de pression et température conduisant à des améliorations par rapport à la solution proposée dans l'art antérieur, celles-ci venant en plus du gain sur l'investissement relatif à la diminution du volume global des adsorbeurs.
Dans un mode simple et préférentiel, selon l'invention, on remplace 2 adsorbeurs suivant un cycle à 2 phases par 4 adsorbeurs de volume global inférieur suivant un cycle à 4 phases tel que la durée totale du cycle et le volume total d'adsorbant soit essentiellement identiques.
Plus généralement, on passe d'une unité à n adsorbeurs à une unité à N=2n adsorbeurs en conservant le volume total d'adsorbant et les performances, y compris les pertes de charge en adsorption et régénération. L'invention va être décrite plus en détail, en référence aux figures annexées 2 et 3 données à titre illustratif.
Une forme de réalisation selon l'invention va être décrite au moyen de la figure 2 représentant une unité d'épuration à 4 adsorbeurs radiaux avec donc un cycle comportant 4 phases dont 2 phases en adsorption et deux phases en régénération. Pour une meilleure compréhension, on suppose que l' adsorbeur radial 1 commence la première phase d'adsorption et que l'adsorbeur radial 2 commence la deuxième phase d' adsorption.
Le gaz à épurer 10 alimente en parallèle les adsorbeurs 1 , 2 via les vannes 11 et 21. Le gaz purifié 20 est collecté via les vannes 12 et 22. Pendant le même temps, l'adsorbeur 3 qui a terminé sa période de production est isolé des circuits principaux par fermeture des vannes 31 et 32, puis est dépressurisé via la vanne 34, puis commence la période de régénération. Pendant cette étape, le gaz de régénération 30 est, pour une partie 40, chauffé dans le réchauffeur de régénération 6 puis circule dans l'adsorbeur 3 via les vannes 33 et 34. Simultanément pendant la même période de temps, l'adsorbeur 4 va finir sa sous- étape de chauffage puis va être refroidi par le gaz de régénération non chauffé 50 via les vannes 45 et 44.
Ainsi, l'adsorbeur 1 suit avec un décalage d'un temps de phase Δφ le même cycle de pression que l'adsorbeur 2. Il en va de même pour l'adsorbeur 2 vis-à-vis de l'adsorbeur 3, et pour l'adsorbeur 3 vis-à-vis de l'adsorbeur 4.
Chaque adsorbeur au cours du cycle suit donc successivement deux phases de production puis deux phases de régénération.
La figure 3 représente un exemple d'unité comportant 4 adsorbeurs, le cycle de pression de chacun des adsorbeurs étant représenté en fonction du temps. Le cycle comprend 4 phases et les cycles de pression de tous les adsorbeurs sont décalés les uns par rapport aux autres d'une durée xΔφ avec 1< x < 3 et Δφ = T / 4, c'est à dire décalés de
T / 4, 2T/ 4, ou 3T/4.
Dans cet exemple, chaque phase du cycle est représentée pour chacun des adsorbeurs. Comme indiqué précédemment, les périodes de production (adsorption) et de régénération s'effectuent chacune en deux temps de phase. Par ailleurs, la première phase de régénération comprend, d'une part, les étapes de mise en parallèle a, de dépressurisation b et de chauffage c qui s'effectuent pendant un temps de phase Δφ et, d'autre part, une seconde phase de régénération avec une sous étape de chauffage d et des étapes de refroidissement e et de repressurisation f qui s'effectuent elles aussi pendant un temps de phase Δφ.
Plusieurs avantages résultent de ce fonctionnement par rapport à un procédé selon l'art antérieur consistant à utiliser seulement 2 adsorbeurs ou à un procédé inspiré par exemple du traitement des gaz acides et qui comporterait 3 adsorbeurs. Suivant l'invention, chaque adsorbeur durant la production ne voit passer que la moitié du débit d'alimentation. A durée d'adsorption fixée, il nécessitera donc moitié moins d'adsorbant et comme il s'agit d'adsorbeur radial, il sera plus que 2 fois plus petit en dimensions que l'adsorbeur unique remplissant la même fonction. Cela comme expliqué plus haut à cause des volumes morts nécessaires à assurer une bonne distribution gazeuse en présence de circulations à la fois longitudinale (ou axiale) et radiale dans ledit adsorbeur. En reprenant l'exemple des unités traitant respectivement 200 000 et 400 000 Nm3/h, on voit que l'on peut gagner de l'ordre de 25% sur le volume global des adsorbeurs en utilisant la solution préconisée.
Ce gain sur la taille de l'adsorbeur peut être obtenu si l'on utilise un cycle comportant 3 adsorbeurs : deux adsorbeurs en adsorption et un en régénération. Par rapport au cycle standard d'épuration d'air avant séparation cryogénique, cela signifierait qu'à temps d'adsorption donnée, on puisse régénérer deux fois plus vite que dans la pratique standard. Ceci nécessiterait des débits de régénération élevés et créerait des pertes de charge tels que ce n'est pas sérieusement envisageable pour les applications courantes.
Outre le gain sur le volume global des adsorbeurs, d'autres avantages résultent de l'application de l'invention. Il est connu que la mise en production d'un adsorbeur qui vient d'être régénéré et repressurisé s'accompagne d'une élévation de la température (Δt) du gaz épuré pendant une période de quelques minutes à quelques dizaines de minutes. Ceci et les conséquences de cet échauffement sur le procédé aval sont détaillés dans le document EP-A- 1347817.
En combinant des cycles identiques mais déphasés, cet effet est automatiquement limité. Ceci est notamment vrai dans l'exemple choisi et décrit sur la figure 3.
En effet, quand l'adsorbeur 1 commence sa première étape de production, l'adsorbeur 2 commence lui sa deuxième étape de production et n'est donc plus concerné depuis longtemps par cet effet de réchauffement. Le gaz épuré étant constitué à part égale de gaz issus des adsorbeurs 1 et 2, l'accroissement initial de la température n'est plus que de (Δt'= Δt/2). Le temps de mise en parallèle peut donc être récupéré pour par exemple rallonger d'autant l'étape de repressurisation, c'est-à-dire, pour une quantité de gaz de repressurisation donnée, permettre de diminuer le débit de gaz épuré ou de gaz à épurer nécessaire à cet effet. Cela permet de diminuer les fluctuations de débit et par là de moins perturber l'unité cryogénique en aval.
Ces repressurisations se passent évidemment de façon plus fréquente que dans le cycle standard mais c'est l'amplitude des variations de débit beaucoup plus que leur fréquence qui peut être gênante. A l'inverse, comme proposé dans le cycle de la Figure 3, cela peut permettre en ajoutant une étape de mise en parallèle (a) de l'adsorbeur (3) qui termine sa deuxième phase de production de réduire encore l'effet thermique global (Δt"= Δt/3), ce qui permet des fonctionnements par exemple à pression plus élevée, donc à effet thermique plus important, qui ne seraient pas possible avec un cycle standard sauf à rajouter un réfrigérant entre la sortie de l'épuration et l'entrée de la boîte froide.
De même, on appelle phase de régénération une phase pouvant intégrée une sous étape de production correspondant par exemple à une mise en parallèle à partir du moment où cette sous étape de production est inférieure à la moitié du temps de phase Δφ. En pratique, la sous étape de mise en parallèle est généralement inférieure à 10% du temps de phase Δφ.
On notera que le fonctionnement étant cyclique, il est possible de choisir comme moment de début de cycle n'importe quel point du cycle et de décrire la totalité du cycle à partir de ce point en créant alors 4 phases totalement arbitraires. Ainsi, par exemple, toujours en utilisant le schéma de la figure 3, si on commence la description du cycle au milieu de la première phase de production, on obtient alors une première phase de production, une deuxième phase comprenant une étape de production, une étape de mise en parallèle (a), une étape de dépressurisation (b) et une étape de chauffage, une troisième phase avec des étapes de chauffage et refroidissement et une quatrième et dernière phase avec la fin de l'étape refroidissement, l'étape de repressurisation et la première étape de production.
En pratique, lorsqu'on parle de cycle et de phases, il s'agit de la représentation la plus logique avec des phases de production et des phases de régénération et avec, en particulier, des fins de phase correspondant aux points clés du cycle et à des mouvements de vannes.
Avec ces 4 adsorbeurs, on peut également faire en sorte que le réchauffeur de régénération 6soit en fonctionnement continu, ce qui, en supprimant les périodes de non fonctionnement et de déperdition thermique, est bénéfique pour la consommation énergétique et pour la tenue mécanique dudit échangeur dans le temps. Pour cela, il suffit dans le cycle de la figure 3 proposé comme exemple que l'étape de chauffage soit prolongée au cours de la phase suivant celle où le chauffage a commencé. La durée de la sous étape (d) qui continue le chauffage est telle que la durée de (c+d) corresponde à un temps de phase Δφ. On voit dans l'exemple que cela signifie que la sous étape (d) soit égale à la somme des sous étapes correspondant à la mise en parallèle et à la dépressurisation.
La combinaison des quatre cycles de la figure 3 est donnée à titre d'exemple. Il peut être modifié sans pour autant sortir du cadre de l'invention qui consiste à utiliser pour une épuration de type TSA, c'est à dire comportant une phase où l'on désorbe au moins une partie des impuretés par circulation d'un gaz plus chaud que le gaz à épurer, une unité d'épuration comportant n adsorbeurs, avec n > 4, et à leur faire suivre des cycles de durée T comportant n phases, décalés les uns par rapport aux autres d'une durée xΔφ avec l≤ x ≤ (n-l) et Δφ = T / n.
Par exemple, la mise en parallèle peut se faire dans le même temps de phase que la repressurisation, juste après cette dernière. On peut rajouter également un temps d'attente entre la fin de la repressurisation et le début de la production.
On notera que le débit de gaz de chauffage (40) peut-être différent du débit de gaz de refroidissement (50). Ces débits peuvent être maintenus essentiellement constants pendant la durée des étapes de chauffage et de refroidissement, ou être modifiés au cours de ces mêmes étapes. Il peut par exemple être intéressant de maintenir des pertes de charge constantes à travers les adsorbeurs, ce qui revient en première approximation à augmenter les débits quand la température moyenne de l'adsorbeur est la plus froide et au contraire à les diminuer quand la température moyenne est plus chaude.
Néanmoins, si le débit de gaz résiduaire disponible pour la régénération est très important, par exemple si le produit valorisé est essentiellement l'oxygène et non l'azote, il peut maintenant devenir possible de régénérer dans un temps un peu plus court que celui retenu pour l'adsorption du fait de l'invention, c'est à dire du fait d'utiliser une pluralité (N > 4) d' adsorbeurs.
Plus particulièrement, si la durée d'adsorption totale pour un adsorbeur est de 120 minutes par exemple et que l'on puisse alors dépressuriser, régénérer et repressuriser en 80 minutes, il est possible d'adopter un temps de phase de 40 minutes et d'avoir un procédé fonctionnant à 5 adsorbeurs : 3 en adsorption et 2 en régénération tout en maintenant les pertes de charge en régénération dans une fourchette encore acceptable. Chaque adsorbeur étant égal en volume à un tiers de l'adsorbeur standard qui traiterait la totalité du débit, cela revient à installer que les 5/6 du volume d'adsorbant normalement nécessaire dans le cas standard.
En effet, par rapport aux cycles utilisés comportant 3 adsorbeurs dont 2 en adsorption et un en régénération, le fait d'utiliser à présent une pluralité d'adsorbeurs permet de mieux profiter de certaines opportunités. Avec le système à 3 adsorbeurs, et toujours une durée totale d'adsorption de 120 minutes (2 fois 60minutes), l'étape de régénération doit se dérouler à présent en 60 minutes.
Suivant l'invention, toujours pour la même durée totale d'adsorption (3 fois 40 minutes), on dispose comme dit précédemment de 80 minutes (2 fois 40 minutes). Compte tenu des temps nécessaire aux dépressurisation et repressurisation et à la taille respective des adsorbeurs des cycles à 3 et 5 adsorbeurs, par exemple respectivement 20 et 10 minutes, la durée disponible impartie au chauffage et au refroidissement est en pratique largement inférieure dans le cas des 3 adsorbeurs (40 minutes dans l'exemple ci-dessus) que dans le cas des 5 adsorbeurs (70 minutes). Cette dernière solution permet donc en relatif d'utiliser des débits de régénération moindre, c'est à dire surtout de conduire à des pertes de charge nettement inférieures en régénération, même si ces dernières seront supérieures à celles que l'on obtiendrait avec une unité à 4 ou 6 adsorbeurs. Autrement dit, le fait d'utiliser une pluralité d'adsorbeurs permet éventuellement dans certains cas d'économiser 1 adsorbeur et de retenir des solutions avantageuses qui seraient impossibles de mettre en œuvre hors du cadre de l'invention du fait de la moindre souplesse liée à un nombre réduit d'adsorbeurs.
Tous les cycles décrits sont en général gérés automatiquement par un système de contrôle-commande. Ce disposif de pilotage peut être plus ou moins élaboré et adapter par exemple les durées des étapes et/ou les conditions de régénération aux conditions de fonctionnement.
On conçoit que pour les gros débits, le choix d'installer une pluralité de petits adsorbeurs conduise à un gain appréciable.
Cette invention pourra s'appliquer par exemple à l'épuration d'air de débit supérieur à 500 000 Nm3/h, à une pression de 3 à 8 bars abs et à une température de 5 à 45°C. En particulier, le procédé de l'invention est recommandé pour purifier de l'air atmosphérique avant sa distillation et séparation à température cryogénique au sein d'une unité de séparation d'air cryogénique, de manière à produire de l'azote et/ou de l'oxygène sous forme liquide, gazeuse ou autre.

Claims

Revendications
1. Procédé de purification ou de séparation, fonctionnant en mode TSA, d'un mélange gazeux à au moins deux constituants, dans lequel on met en oeuvre n adsorbeurs radiaux avec n > 4, chaque adsorbeur étant soumis à un cycle de pression de durée T donnée comprenant une période de production et une période de régénération, caractérisé en ce que les cycles de pression de tous les adsorbeurs sont décalés les uns par rapport aux autres d'une durée de décalage x.Δφ avec 1< x < (n-1) et Δφ = T / n .
2. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu'à chaque instant du cycle de pression au moins deux adsorbeurs se trouvent en phase d'adsorption.
3. Procédé selon l'une des revendications 1 ou 2, caractérisé en ce que périodiquement au moins trois adsorbeurs se trouvent à un instant donné en phase d'adsorption.
4. Procédé selon l'une des revendications 1 à 3, caractérisé en ce que le procédé de purification met en œuvre n adsorbeurs radiaux avec n = 4 ou n = 6 suivant un cycle comportant n/2 phases de production et n/2 phases de régénération.
5. Procédé selon l'une des revendications 1 à 4, caractérisé en ce que le procédé de purification met en œuvre 5 adsorbeurs suivant un cycle comportant trois phases de production et deux phases de régénération ou deux phases de production et trois phases de régénération.
6. Procédé selon l'une des revendications précédentes, caractérisé en ce que l'on met en œuvre un réchauffeur en fonctionnement continu, pendant la période de régénération d'un adsorbeur.
7. Procédé selon l'une des revendications 1 à 6, caractérisé en ce que la durée de chauffage pour régénérer un adsorbeur est environ égale au temps de phase Δφ .
8. Procédé selon l'une des revendications précédentes, caractérisé en ce que l'on met en oeuvre pendant l'étape de chauffage de la période de régénération un débit de gaz de chauffage différent du débit de gaz de refroidissement utilisé en fin de période de régénération.
9. Procédé selon la revendication 9, caractérisé en ce que les débits de gaz de chauffage et/ou de refroidissement traversant un adsorbeur donné sont modifiés au cours du cycle.
10. Procédé selon l'une des revendications précédentes, caractérisé en ce que le temps de phase est compris entre 15 et 90 minutes.
11. Procédé selon l'une des revendications précédentes, caractérisé en ce que le débit volume horaire de gaz à traiter de l'unité d'adsorption est supérieur à 100 000 m /h.
12. Procédé selon l'une des revendications précédentes, caractérisé en ce que la pression du gaz à traiter est comprise entre 2 et 35 bar, de préférence entre 3 et 8 bar absolu.
13. Procédé selon l'une des revendications précédentes, caractérisé en ce que la durée d'un cycle est comprise entre 90 et 600 minutes.
14. Procédé selon l'une des revendications précédentes, caractérisé en ce que le mélange gazeux est de l'air et en ce que le di oxyde de carbone et l'eau contenu dans l'air sont éliminés dans la période de production.
15. Procédé selon l'une des revendications 1 à 13, caractérisé en ce que le mélange gazeux contient majoritairement du CO2 et au moins une impureté, en particulier de l'eau et/ou des oxydes d'azote et/ou des produits soufrés.
16. Procédé selon l'une des revendications précédentes, caractérisé en ce que chaque adsorbeur contient de l'alumine activée et/ou de la zéolite et/ou du gel de silice et/ou du charbon actif en tant qu'adsorbant.
17. Procédé selon l'une des revendications précédentes, caractérisé en ce que le gaz issu de la phase de production subit une distillation cryogénique.
18. Installation de purification et de séparation d'un mélange gazeux, comprenant n adsorbeurs radiaux avec n > 4, (1) (2) (3) et (4), chaque adsorbeur fonctionnant en mode TSA et étant soumis à un cycle de pression comprenant une période de production et une période de régénération, caractérisé en ce que chaque adsorbeur est alimenté par une ou plusieurs canalisations (10) et (30), reliées à une source de gaz à purifier et à une source de gaz de régénération et équipées de vannes propres (11, 21, 31, 41...) dont l'ouverture et la fermeture sont pilotées à l'aide d'un dispositif de pilotage, de manière à ce que les cycles de pression de tous les adsorbeurs soient décalés les uns par rapport aux autres d'une durée de décalage x.Δφ avec 1< x < (n-1) et Δφ = T / n.
19. Installation selon la revendication 18, caractérisé en ce que la hauteur de la virole de chaque adsorbeur est supérieure à 10 mètres, de préférence comprise entre 12 et 25 mètres, et/ou en ce que chaque adsorbeur a un diamètre compris à 4 et 6.5 mètres.
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