Brevet FR2766384A1 — publié le 19990129

i 2766384 L'invention concerne un procédé de type PSA de séparation d'un flux gazeux contenant essentiellement de l'oxygène et de l'azote, tel l'air, par adsorption préférentielle de l'azote sur un matériau absorbant, telle une zéolite, en vue de produire de l'oxygène ou un flux gazeux enrichi en oxygène, c'est-à-dire appauvri en azote. L'oxygène est un gaz présentant un grand intérêt industriel car trouvant de multiples applications dans des domaines techniques très variés : fabrication de l'acier, du verre ou du papier, médecine, soudage de métaux, combustion ou dépollution, par exemples. Une des techniques actuellement utilisées pour produire de l'oxygène est la technique dite "PSA" (pour Pressure Swing Adsorption). Dans le cadre de l'invention on entend par procédés PSA, non seulement les procédés PSA proprement-dits, mais aussi les procédés analogues, tels les procédés VSA (Vacuum Swing Adsorption) ou MPSA (Mixed Pressure Swing Adsorption). Selon cette technique PSA, I'oxygène contenu dans un mélange gazeux comprenant essentiellement de l'oxygène et de l'azote, tel l'air, est séparé dudit mélange gazeux grâce à une adsorption de l'azote sur un matériau adsorbant préférentiellement l'azote, ladite adsorption de l'azote 2 2766384 étant effectuée par variation de la pression appliquée dans la zone de séparation contenant ledit matériau adsorbant; I'oxygène ne s'adsorbant pas ou peu est récupéré en sortie de ladite zone de séparation. De tels procédés PSA ont déjà été décrits à maintes reprises dans l'art antérieur. De façon schématique, un procédé PSA comprend toujours: - une étape d'adsorption sélective de l'azote sur un matériau adsorbant, à une pression d'adsorption dite "pression haute"; - une étape de désorption de l'azote piégé par l'adsorbant, à une pression de désorption inférieure à la pression d'adsorption, dite "pression io basse"; - une étape de repressurisation de la zone de séparation comprenant l'adsorbant, par passage de la pression basse à la pression haute; et l'oxygène produit étant récupéré durant la phase d'adsorption de l'azote. De là, on comprend aisément que l'efficacité de séparation du mélange gazeux dépende de nombreux paramètres, tels la pression haute, la pression basse, le type de matériau adsorbant et l'affinité de celui-ci pour les composés à séparer, la composition du mélange gazeux à séparer, la température d'adsorption du mélange à séparer, la taille et la forme des billes d'adsorbant, la composition de ces billes et le gradient de température s'établissant à l'intérieur du lit d'adsorbant, par exemples. A ce jour, aucune loi de comportement générale n'a cependant pu être déterminée, car il est très difficile de relier ces différents paramètres entre eux. Ainsi, le document US-A-3,140,933 décrit un procédé PSA mettant en oeuvre une zéolite de type X échangée au lithium, mais n'indique ni la température d'alimentation, ni dans quelles gammes préférentielles de pressions d'adsorption (pression haute) et de désorption (pression basse), il est souhaitable de travailler. De même, le document EP-A-0667183 décrit un procédé PSA mettant 3 o en oeuvre une zéolite de type X échangée par 50 à 95% de cation lithium, 4 à 50% de cations trivalents. Là encore, aucune plage préférentielle de 3 2766384 température d'alimentation, de pression d'adsorption et de pression de désorption n'est indiquée. Il existe, d'autre part, des documents plus ou moins contradictoires ayant trait au paramètre de température. Ainsi, le document US-A-3,973,931 décrit un procédé PSA, dans lequel les variations de température au sein des lits d'adsorbant sont atténuées par un chauffage dudit lit au moyen d'une source extérieure de chaleur. A l'inverse, le document US-A-5,169,413 décrit un procédé PSA, dans io lequel le lit d'adsorbant est refroidi jusqu'à une température inférieure à la température ambiante au moyen d'un système de réfrigération interne. L'enseignement de ce document est donc en contradiction avec celui du document précédent. En outre, d'autres documents soulignent la nécessité de procéder à une régulation du procédé PSA au cours du temps. Ainsi, le document US-A-5,529,607 décrit un procédé PSA comprenant au moins 2 lits d'adsorbant, dans lequel on détermine périodiquement, la différence absolue entre la concentration d'oxygène dans l'azote désorbé par l'un des lits et la concentration d'oxygène dans I'azote désorbé par l'autre lit, et on ajuste périodiquement la durée et l'occurence de la purge, de manière à réduire ladite différence absolue, la période étant définie par rapport à une durée préfixée ou à une concentration maximale d'oxygène dans l'azote. Par ailleurs, le document US-A-5,407,465 enseigne un procédé PSA comprenant au moins 2 lits d'adsorbant, lequel est régulé en fonction de la détermination des variations du profil de température au sein des lits d'adsorbant; ce procédé permet d'éliminer les problèmes de purge de durée excessive ou insuffisante. En outre, le document US-A-5,258,056 propose un procédé PSA dont la régulation est effectuée par détermination d'un signal de référence et comparaison de celui-ci avec une valeur prédéterminée, de sorte d'en 4 2766384 déduire un signal de commande de vanne destiné à réguler le flux d'alimentation en gaz entrant dans le système. Toutefois, aucun de ces documents ne permet de résoudre le problème que posent les variations de la température ambiante sur les performances de l'unité PSA; I'air ambiant étant, dans le cadre de la présente invention, I'air contenu à l'intérieur d'un batiment ou d'une enceinte chauffée ou non, ou l'air extérieur, c'est-à-dire dans les conditions atmosphériques, pris tel quel ou éventuellement prétraité. En effet, il est connu que la température d'aspiration de la machine, 1o c'est-à-dire la température de l'air ambiant aspiré par le compresseur alimentant le ou les adsorbeurs, varie considérablement en fonction de la période de l'année, c'est-à-dire de la saison, du site géographique o est installée l'unité PSA et, plus généralement, du climat régnant sur ce site. Or, de telles fluctuations de la température d'aspiration sont à l'origine de variations importantes des performances de l'unité PSA au cours de l'année, celles-ci étant plus ou moins dégradées selon la température ambiante. Une solution pour remédier à ce problème de fluctuation de la température d'aspiration pourrait consister à contrôler la température d'alimentation, c'est-à-dire la température de l'air introduit à l'intérieur des adsorbeurs, en plaçant par exemple un ou des échangeurs thermiques entre la source de compression d'air et les adsorbeurs, afin de réchauffer ou, selon le cas refroidir, I'air d'aspiration déjà réchauffé de par la compression et d'assurer ainsi l'introduction, à l'intérieur des adsorbeurs, d'air à une température d'alimentation régulée. Cependant, on a pu observer que le seul contrôle de la température d'alimentation reste insuffisant étant donné que la température d'aspiration de l'air alimentant le compresseur affecte la quantité de matière, c'est-à-dire la quantité de gaz, introduite dans les adsorbeurs et, par conséquent, les pressions s'exerçant dans les adsorbeurs et, par là-même, les performances du procédé PSA dans son ensemble. 2766384 En d'autres termes, la quantité d'air aspirée par le compresseur, lorsque la température ambiante est inférieure à O C, par exemple, n'est pas égale à celle aspirée par le compresseur, lorsque la température ambiante est proche de 30 C, par exemple, toutes choses restant égales par ailleurs. Le but de la présente invention est donc de résoudre ce problème de variations intempestives des performances du procédé PSA dues aux fluctuations de la température ambiante, en proposant un mode de régulation permettant de maintenir sensiblement équivalentes les lo performances des procédés PSA, de préférence VSA, et ce, quelle que soit la température de l'air d'aspiration, qui soit de mise en oeuvre aisée à l'échelle industrielle et qui permette de réduire les coûts de production de l'oxygène. La présente invention concerne alors un procédé PSA de séparation d'un flux gazeux contenant essentiellement de l'oxygène et de l'azote par adsorption préférentielle de l'azote, jusqu'à une pression haute d'adsorption, sur au moins un lit d'un matériau adsorbant inséré dans au moins une zone de séparation, ledit matériau adsorbant adsorbant préférentiellement l'azote, chaque lit de matériau adsorbant étant soumis à des cycles successifs de séparation, chaque cycle de séparation comprenant au moins: - une phase d'alimentation comprenant une introduction du flux gazeux à une température d'alimentation (Talim) dans la zone de séparation avec passage de la pression basse de désorption à la pression haute d'adsorption, - une phase de purge comprenant une désorption de l'azote adsorbé sur ledit matériau adsorbant jusqu'à une pression basse de désorption inférieure à ladite pression haute d'adsorption, caractérisé en ce qu'il comporte, en outre, une régulation de la température d'alimentation (Talim) de l'air à séparer et un ajustage de la pression haute d'adsorption. Selon le mode de réalisation choisi, le procédé de l'invention peut 6 2766384 inclure l'une ou plusieurs des caractéristiques suivantes: - l'ajustage de la pression haute d'adsorption est réalisée par introduction, dans ladite phase d'alimentation, d'un temps mort de durée X variable, - on maintient la pression haute sensiblement égale à une valeur de pression de consigne préfixée, - on maintient la température d'alimentation Taim sensiblement égale à une valeur de température de consigne préfixée, - on choisit un temps mort initial de durée X0 avec: Xo =d.(Taspmax -1) Taspo dans laquelle: - d est la durée d'alimentation de la zone de séparation en flux gazeux à séparer, - Taspmax est la température d'aspiration maximale (en K) du flux de gaz à laquelle l'unité PSA doit s'adapter sur le site considéré, - et Taspo est la température d'aspiration moyenne (en K) du flux de gaz sur le site considéré, - la pression haute d'adsorption est comprise entre 105 Pa et 106 Pa, de préférence, de l'ordre de 1,4.105 Pa, - la température d'alimentation (Talim) est comprise entre 10 C et 60 C, de préférence entre 25 C et 45 C, - la température d'aspiration maximale (Taspmax) est comprise entre 288 K et 333 K, - la température d'aspiration moyenne (Tasp,) est comprise entre 273 K et 303 K, - la durée (d) d'alimentation est inférieure ou égale à 45 secondes, - le flux gazeux à séparer est de l'air, - le matériau adsorbant est choisi parmi les zéolites de type X ou A, 7 2766384 et, préférentiellement, ladite zéolite comporte au moins 50 % de ses éléments A102 associés à des cations choisis dans le groupe formé par les cations calcium, lithium, zinc, cuivre, manganèse, magnésium, nickel ou de tout métal alcalin ou alcalino-terreux, L'invention concerne, en outre, un dispositif susceptible de mettre en oeuvre un procédé PSA de séparation d'un flux gazeux contenant essentiellement de l'oxygène et de l'azote, tel le procédé sus-décrit, comprenant des moyens de régulation de la température d'alimentation (Talim) et des moyens d'ajustage de la pression haute d'adsorption. De préférence, le dispositif comprend, en outre, des moyens de commande permettant de réguler la température d'alimentation (Talim) autour d'une valeur de consigne de température préfixée et/ou la durée du temps mort X autour d'une valeur de consigne de durée préfixée. Préférentiellement, le dispositif de l'invention comprend de 1 à 3 zones de séparation ou adsorbeurs. La présente invention va maintenant être décrite plus en détail à l'aide d'exemples donnés à titre illustratif, mais nullement limitatif de l'invention. 2 0 Exemples Les résultats consignés dans les exemples suivants ont été simulés (mode adiabatique) à l'aide d'un programme de simulation adéquat. Le programme utilisé pour la simulation repose sur les principes de conservation de la masse, de conservation de l'enthalpie, de conservation de la quantité de mouvement et utilise le modèle de la Linear Driving Force (voir "Principles of adsorption and adsorption processes", John-Wiley & Sons, 1984; D. M. Ruthven, p. 242-243; ou "Pressure Swing Adsorption", VCS Publishers, 1994, p. 58-61) pour l'évaluation de la cinétique des transferts solide-gaz au sein de la masse d'adsorbant. De tels modèles de simulation sont notamment décrits dans Pressure Swing Adsorption, Ruthven, Farooq et Knaebel, VCH Publishers, 1994, pages 172-209; et dans Fluid Flow Through Packed Columns, S. Ergun, Chem. Engr. Prog., 48(2), 8 2766384 89(1952). La résolution des équations peut, quant à elle, être réalisée par exemple au moyen du programme DIVPAG de la Bibliothèque Mathématique IMSL (International Mathematical & Statistical Library) commercialisé par la société Microsoft TM; ou du programme ADSIM commercialisé par la société AspentechTM. L'homme du métier est parfaitement en mesure de choisir un programme de simulation adéquat parmi les nombreux programmes disponibles sur le marché et d'y introduire les données précédentes. Si besoin est, il peut également se reporter à l'article de D. G. Hartzog et S. Sircar; Adsorption, 1, 133-151 (1995), Sensitivity of PSA Process 1o Performance to Input Variables, décrivant un programme similaire. Dans tous les exemples suivants, le mélange gazeux à séparer contenant essentiellement de l'oxygène et de l'azote est de l'air. Les performances économiques du procédé PSA de l'invention ont été évaluées de la même manière pour tous les exemples ci-après, c'est-à- dire par simulation et en utilisant les relations suivantes. L'indice d'énergie spécifique (ES) est donné par la formule suivante (à 20 C, pour un taux d'humidité relative de 70%): ( 1 - R.0,2096 + 0,0166). | KW(AP).dt ES t cycle R. 0,2096. | Q(AP). Pasp. 273.dt 0.95. 0.98 cycle 1,013. Tasp dans laquelle: - R est le rendement (%); - t est la teneur en oxygène du gaz produit; - AP est la différence de pression entre la pression d'aspiration (Pasp) et la pression de refoulement (Pr.f) des machines, c'est-à-dire de la pompe à vide et du compresseur d'air. Les pertes de charges adoptées pour le calcul sont de 1500 Pa (à 1 05 Pa) à l'aspiration du compresseur d'air, de 4000 Pa (à 105 Pa) au refoulement du compresseur d'air, de 2000 Pa (à 105 Pa) à l'aspiration de la pompe à vide et de 1500 Pa (à 105 Pa) au refoulement de la pompe à vide; - Kw est la puissance instantanée à l'arbre et Q est le débit instantané des machines; ces valeurs sont données par les caractéristiques techniques desdites machines; - le rendement moteur est de 95%; - le rendement de la transmission est de 98%; - Tasp est la température de l'air d'aspiration, c'est-à-dire la température de l'air entrant dans la machine. L'indice d'investissement (12) est calculé à partir d'un indice d'investissement (11) de référence et est donné par la formule suivante: 12 = (Cl,i) (Y2,i) ó i=' ( Y1,i) ai dans laquelle: (C1,i) = I1 est l'investissement de référence calculé à partir des différents postes de dépense indiqués dans le Tableau I ci-après. 25. Y2,i et Y1,i sont les paramètres de coût indiqués dans le Tableau I. (xi représente la puissance d'extrapolation, qui rend compte des économies réalisées sur chaque poste de dépense (cf. Tableau I). 2766384 TABLEAU I POSTE DE DEPENSE CO T ai Yi TUYAUTERIE, ARMATURES, C0,1 a1 volume des ADSORBEUR, SUPPORTS... adsorbeurs ADSORBANT C0,2 a(2 productivité prix du tamis VANNES C0,3 a3 rendement POMPE A VIDE C0,4 ct4 débit pompe à vide COMPRESSEUR D'AIR EN ENTREE C0,5 "5 débit compresseur DU PSA COMPRESSEUR D'OXYGENE EN C0,6 a6 SORTIE DU PSA REGULATION, CONTROLE, C0,7 a7 AUTOMATE INGENIERIE C0,8 a8 TRANSPORT C0,9 (a9 volume des adsorbeurs INSTALLATION ET MISE EN ROUTE C0,10 a10 volume des adsorbeurs FRAIS GENERAUX C0,11 ca11 DIVERS C0,12 a12 L'indice du coût de l'oxygène (C0o2) est évalué au moyen de la formule suivante: ES x Pe + CC x I C02 = io Pan o - ES est l'indice d'énergie spécifique; - I est l'indice d'investissement; - Pe est le prix moyen de l'énergie (électricité...); - CC est un paramètre de coût incluant l'amortissement de l'installation et de la maintenance; - Pan est la production annuelle d'oxygène produit. Dans les exemples suivants, l'étude des performances du procédé il 2766384 PSA a été effectuée pour un cycle donné et à machines constantes. Le cycle mis en oeuvre a une durée totale de 2 x 37 secondes (2 adsorbeurs fonctionnant en parallèle) et peut être schématisé de la façon suivante: une phase de production proprement-dite jusqu'à une pression haute de l'ordre de 1,4.105 Pa, c'est-à-dire d'adsorption de l'azote et de récupération de l'oxygène, se poursuivant pendant 5-(X/2) secondes; - une phase de production et élution pendant 10 sec; - une phase d'équilibrage bas à co-courant pendant 7 sec; - une phase de purge jusqu'à une pression basse, de l'ordre de 0,4.105 Pa, c'est-à-dire, de désorption de l'azote emprisonné par le lit d'adsorbant et d'évacuation dudit azote, laquelle purge a lieu pendant 20 sec; - une phase d'élution pendant 10 sec; - une phase d'équilibrage haut à contre-courant pendant 7 sec; - un temps mort d'une durée X (en sec) variable (avec 0 séparation, se poursuivant pendant 15-(X/2) secondes. 2 0 Les phases d'équilibrage correspondent à une mise en communication des 2 adsorbeurs (bouteilles), I'un avec l'autre, alors qu'il y règne des pressions différentes. Les différentes simulations ont été réalisées à machines constantes, c'est-à-dire que les machines volumétriques (pompe à air...) ont été choisies de sorte de fournir des pressions haute et basse, respectivement, de 1,4. Pa et de 0,4.105 Pa, en conditions standard, à savoir pour une température d'aspiration de l'air de 20 C (Tasp) et une température de l'air d'alimentation des adsorbeurs de 35 C (Talim) La température d'aspiration de 20 C (Tasp) correspond, en fait, à la température moyenne d'une région tempérée telle l'Europe. Ainsi, on peut évaluer avec précision le fonctionnement en conditions 12 2766384 réelles d'une unité PSA donnée en fonction des conditions propres du site de son installation. Les matériaux adsorbants utilisés dans les exemples ci-après sont, selon le cas, soit: - une zéolite de type X comportant environ 86% de ces éléments A102 associés à des cations lithium (ci-après: LiX), ou - une zéolite de type A comportant environ 80 % de ces éléments A102 associés à des cations calcium (ci-après: CaA). Ces matériaux adsorbants sont insérés sous forme d'un lit unique au io sein des 2 adsorbeurs travaillant en parallèle, c'est-à-dire que lorsque l'un de ces adsorbeurs est en phase de production, I'autre est en phase de purge ou de recompression. De telles zéolites sont couramment accessibles dans le commerce. Afin d'étudier les variations des performances de ce procédé PSA (plus précisément VSA), avec chacun de ces 2 matériaux adsorbants, en fonction de la température de l'air d'aspiration Tasp, c'est-à-dire la température de l'air ambiant alimentant le compresseur d'air, on fait varier la température d'aspiration dans la plage -10 C à 35 C dans différents cas de régulation: - cas n 1: régulation de la pression haute du cycle à 1,4.105 Pa par introduction d'un temps mort (X> 0) et régulation de la température d'alimentation de l'adsorbeur à 35 C; - cas n 2: régulation de la pression haute du cycle en permanence à 1,4. 105 Pa par introduction d'un temps mort (X>0), mais pas de régulation de la température d'alimentation (Talmr) de l'adsorbeur (pas d'échangeur thermique); - cas n 3: régulation de la température d'alimentation (Talim) de l'adsorbeur à 35 C (présence d'un échangeur thermique inséré entre le compresseur et l'adsorbeur), mais pas de régulation de la pression haute du 3 o cycle car absence de temps mort (X=0); - cas n 4: aucune régulation de l'unité VSA. 13 2766384 Lorsqu'on ne régule pas la température d'alimentation (Tai,,m) de l'air comprimé introduit dans les adsorbeurs, celle-ci s'établit à une valeur égale à la température d'aspiration (Tasp) de l'air ambiant aspiré par la machine d'alimentation augmentée de l'élévation de température engendrée par le passage dudit air à travers ladite machine d'alimentation (compresseur par exemple). De même, lorsqu'on ne régule pas la pression haute du cycle, celle-ci s'établit à une valeur résultant de l'équilibre entre la quantité de matière (air) introduite dans l'adsorbeur et la quantité de matière (en particulier d'azote) lo adsorbée par le tamis moléculaire. La régulation de la pression haute du cycle à 1,4.105 Pa par introduction d'un temps mort se traduit, selon le cas, par une hausse ou une baisse, au cours du temps de la durée X dudit temps mort, lequel est nécessairement supérieur ou égal à O (X>O). Dans nos exemples, la i5 régulation de pression haute prend la forme suivante: Xo = A =A Xn+l = X. . (1 + a. (( Ph / Phc)- 1)) avec: - X.: temps mort au cycle n; - X..: temps mort au cycle n+1; - A: valeur du temps mort initial X - a: gain de la régulation. Les tableaux Il à V ci-après permettent de visualiser l'évolution des performances d'une unité PSA en fonction de la température (Tas.,p) 3 0 d'aspiration et du type de régulation opéré: pression haute et/ou température d'alimentation (TaLi,,) (cas 1 à 4); les résultats étant donnés en 14 2766384 indices par rapport à une température d'aspiration de 20 C. Exemple 1 Cet exemple a été réalisé avec des températures d'aspiration de -10, 0, + 20 et +35 C, et avec ou sans régulation de la pression haute du cycle PSA et/ou de la température d'alimentation de l'adsorbeur. La valeur de X0 est fixée ici à 1.5 sec. Les résultats obtenus et consignés dans les tableaux Il à V sont o10 donnés en indices, c'est-à-dire qu'ils illustrent les fluctuations du procédé PSA à type de régulation donnée (cas n 1 à 4). TABLEAU II Tasp = -10 C cas n 1 cas n 2 cas n*3 cas n 4 Régulation pression haute à 1,4.105 Pa (avec X, = 1,5 sec) oui oui non non Régulation Talim= 35 C oui non oui non Indice de débit de production 99 / 108 / Indice d'énergie spécifique (Es) 101 106 Indice de pression haute 101 123 / Indice de pression basse 102 11 /: non déterminé 2766384 TABLEAU III Tasp = 0 C cas n 1 cas n02 cas n 3 cas n04 Régulation pression haute à 1,4.105 Pa (avec XO = 1,5 sec) oui oui non non Régulation Talm= 35 C oui non oui non Indice de débit de production 100 97 104 94 Indice d'énergie spécifique (Es) 100 97 104 98 Indice de pression haute 100 99 115 95 Indice de pression basse 101 103 107 104 TABLEAU IV Tasp = 20 C cas n l cas n'2 cas n'3 cas n'4 Régulation pression haute à 1,4.105 Pa (avec XO = 1,5 sec) oui oui non non Régulation Tajm= 35 C oui non oui non Indice de débit de production 100 100 100 100 Indice d'énergie spécifique (Es) 100 100 100 100 Indice de pression haute 100 100 100 100 Indice de pression basse 100 100 100 100 16 2766384 TABLEAU V Tasp = 35 C cas n l cas n"2 cas n 3 cas n 4 Régulation pression haute à 1,4.105 Pa (avec X, = 1,5 sec) oui o non oui oui non non Régulation Talim= 350C oui non oui non Indice de débit de production 101 96 96 99 Indice d'énergie spécifique (Es)101 109 99 107 Indice de pression haute 100 101 92 107 Indice de pression basse 99 92 95 96 Il ressort clairement des tableaux Il à V qu'une régulation effectuée uniquement sur la température d'alimentation (Taim) des adsorbeurs ou uniquement sur la pression haute ne suffit pas à compenser les fluctuations importantes de performances de l'unité PSA, à savoir d'indices de débit de production et d'énergie spécifique (Es), dues aux variations de la température d'aspiration: -100C à +35 C susceptibles d'être rencontrées sur o un site de production durant une année complète. A l'inverse, une double régulation, portant à la fois sur la température d'alimentation (Talim) des adsorbeurs et sur la pression haute mise en oeuvre, s'avère parfaitement efficace et permet de maintenir sensiblement constantes les performances de l'unité PSA, quelle que soit la température d'aspiration, c'est-à-dire la température de l'air ambiant. Cependant, il faut souligner que les performances obtenues de par cette double régulation sont tout-à-fait surprenantes et inattendues, étant donné qu'elles vont au-delà d'une addition des deux régulations prises indépendamment l'une de l'autre. En effet, il se produit en l'absence de toute régulation, comme le laisse apparaître le cas n 4, une hausse de la pression haute du cycle 17 2766384 lorsque la température d'aspiration augmente. Partant de cette constatation et pour pallier cette augmentation inopinée de la pression haute, I'homme du métier serait enclin à augmenter la durée du temps mort (X) lorsque la température d'alimentation (Taim) augmente. Or, la mise en oeuvre de la double régulation sus-mentionnée aboutit à une solution exactement opposée, à savoir une diminution de la durée du temps mort (X) lorsque la température d'alimentation augmente. En effet, la régulation de la température d'alimentation joue sur la quantité de matière, en particulier la quantité d'azote, adsorbée et, de là, affecte, au même titre lo que la durée du temps mort X, I'équilibre entre la phase gazeuse et la phase adsorbée et donc aussi la pression haute d'adsorption en fin de phase de production. Il en résulte, de manière surprenante, que la combinaison des deux régulations, à savoir température d'alimentation et pression haute, permet d'assurer l'équilibre du procédé PSA, quelle que soit la température d'aspiration, de sorte d'obtenir un débit et une énergie spécifique sensiblement constants. Exemple 2 Cet exemple vise à déterminer une valeur optimale de temps mort Xo, valeur initiale du temps mort, c'est-à-dire dans les conditions standard définis par Tasp=Taspo. Cette valeur doit convenir à une régulation d'un procédé PSA dans des conditions réelles, c'est-à-dire quelle que soit la température d'aspiration et/ou la température ambiante pendant la plus grande partie de l'année. De là et afin de pouvoir maintenir les performances du procédé PSA sensiblement constantes au cours du temps, c'est-à-dire même pour des températures d'aspiration élevées (en été) ou basses (en hiver), il peut être 3 0 nécessaire, au vu des résultats de l'exemple 1, de réaliser un surdimensionnement des machines d'alimentation (compresseurs...), c'està- 18 2766384 dire d'assurer la présence d'un temps mort X0 de durée non nulle dans les conditions standard (Tasp=Taspo). En effet, dès que Tasp>Taspo, le temps mort X partant de X, aura tendance à diminuer, ainsi que montré dans l'exemple 1. En d'autres termes, il importe de réaliser un compromis économique entre, d'une part, le prix de l'unité PSA dans les conditions standard (notamment le coût de l'oxygène produit) et, d'autre part, la flexibilité et les performances de ladite unité en environnement mouvant, c'est-à-dire avec une température d'aspiration variant au cours du temps. o Les tableaux Vl et VII montrent clairement l'influence de la durée du temps mort X, en conditions standard sur le coût de l'oxygène produit et les performances de l'unité PSA mettant en oeuvre une double régulation pression haute et température d'alimentation. Le tableau Vl expose les résultats obtenus pour une valeur de Xo de 1. 5 sec en conditions standard (20 C) et le tableau VII expose ceux obtenus pour une valeur de X0 de 0 sec en conditions standard (avec Taspo=20 C). TABLEAU Vl Tasp (en C) -10 20 35 Durée du temps mort X (en sec) 4 1.5 0.1 Régulation Talim (en C) 35 35 35 Indice de débit de production 99 100 101 Indice d'énergie spécifique (Es) 101 100 101 Indice de coût de 02 produit 101 100 101 19 2766384 TABLEAU VII Tasp (en C) -10 20 35 Durée du temps mort X (en sec) 2.2 0 0 Régulation Talim (en C) 35 35 35 Indice de débit de production 100 100 93 Indice d'énergie spécifique (Es) 101 100 111 Indice de coût de 02 produit 98 98 106 Il apparait que choisir une valeur de XO nulle, en conditions standard (Tasp = Taspo), conduit à des performances et donc à un coût de l'oxygène constant pour les températures d'aspiration inférieures ou égales à Taspo. Cependant, il n'en va pas de même pour les températures supérieures à Taspo, pour lesquelles les performances et donc le coût de l'oxygène sont lo nettement dégradés. Une observation analogue peut être faite pour une valeur de XO de 1.5 sec, mais pour des températures d'aspiration plus élevées, c'est-à-dire nettement supérieures à Taspo (ici 35 C environ). Il s'en suit que, selon le site de mise en oeuvre de l'unité PSA, il est nécessaire de trouver un compromis entre le coût de l'unité et la température d'aspiration maximale (Taspm,.) à laquelle l'unité PSA doit s'adapter sur ledit site de production, de sorte de déterminer un X, initial optimal pour le site de production o est installée l'unité PSA. Plus précisément, le temps mort X, initial est un temps mort fixé au moment du 2 o dimensionnement de l'unité PSA, en considérant une température d'aspiration (Tasp) égale à la température d'aspiration moyenne sur le site o est installée l'unité PSA. En effet, la présence d'un temps mort Xo non nul dans les conditions standard implique un surdimensionnement de l'unité PSA dans ces conditions. En revanche, seule la présence d'un temps mort Xo non nul 2766384 permet d'assurer une adaptation de l'unité PSA (performances maintenues) pour une température d'alimentation supérieure à la température d'alimentation standard. La détermination de XO peut être réalisée en appliquant la formule suivante: XO = d.(Taspmax -1) Taspo dans laquelle: - X, est la durée du temps mort de l'unité PSA dans les conditions standard (en sec); - d est la durée (en sec) d'alimentation d'un adsorbeur; - Taspmax est la température d'aspiration (en K) maximale à laquelle peut être soumise, au cours d'une année, l'unité PSA sur le site sans dégradation des performances de l'unité PSA. Par exemple, Taspmax peut être choisie telle que la probabilité sur une année que la température d'aspiration Tasp soit inférieure à Taspmax soit supérieure à 80%; - et Tasp.o est la température d'aspiration (en K) moyenne sur le site au cours de l'année. En opérant une double régulation du procédé PSA simultanément sur la pression haute du cycle et sur la température d'alimentation du ou des adsorbeurs, par introduction d'un temps mort de durée X0, en conditions standard, conforme à la formule précédente, il est possible de maintenir les performances de l'unité PSA pour une large plage de températures d'aspiration (Tagp), correspondant à au moins 80% de l'année, dans le cas présent. En outre, il faut remarquer que les résultats obtenus en mettant en oeuvre une zéolite de type LiX sont en tous points équivalents à ceux 3 0o obtenus au moyen d'une zéolite de type CaA. 21 2766384 REVENDICATIONS 1. Procédé PSA de séparation d'un flux gazeux contenant essentiellement de l'oxygène et de l'azote par adsorption préférentielle de I'azote, jusqu'à une pression haute d'adsorption, sur au moins un lit d'un matériau adsorbant inséré dans au moins une zone de séparation, ledit matériau adsorbant adsorbant préférentiellement l'azote, chaque lit de matériau adsorbant étant soumis à des cycles successifs de séparation, chaque cycle de séparation comprenant au moins: - une phase d'alimentation comprenant une introduction du flux gazeux à une température d'alimentation (Taim) dans la zone de séparation avec passage de la pression basse de désorption à la pression haute d'adsorption, - une phase de purge comprenant une désorption de l'azote adsorbé sur ledit matériau adsorbant jusqu'à une pression basse de désorption inférieure ladite pression haute d'adsorption, caractérisé en ce qu'il comporte, en outre, une régulation de la température d'alimentation (Ta,1m) de l'air à séparer et un ajustage de la pression haute d'adsorption. 2. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que l'ajustage de la pression haute d'adsorption est réalisée par introduction, dans ladite phase d'alimentation, d'un temps mort de durée X variable. 3. Procédé selon l'une des revendications 1 ou 2, caractérisé en ce qu'on maintient la pression haute sensiblement égale à une valeur de pression de consigne préfixée. 4. Procédé selon l'une des revendications 1 à 3, caractérisé en ce qu'on maintient la température d'alimentation Taim sensiblement égale à une valeur de température de consigne préfixée. 5. Procédé selon l'une des revendications 1à 4, caractérisé en ce o qu'on choisit un temps mort initial de durée XO avec: 22 2766384 X0 =d.(Taspmax -1) Taspo dans laquelle: - d est la durée d'alimentation de la zone de séparation en flux gazeux à séparer, - Taspmax est la température d'aspiration maximale (en K) du flux de gaz à laquelle l'unité PSA doit s'adapter sur le site considéré, - et Taspo est la température d'aspiration moyenne (en K) du flux de io gaz sur le site considéré. 6. Procédé selon l'une des revendications 1 à 5, caractérisé en ce que la pression haute d'adsorption est comprise entre 105 Pa et 10 6 Pa. 7. Procédé selon l'une des revendications 1 à 6, caractérisé en ce que la température d'alimentation (Taim) est comprise entre 10 C et 60 C, de préférence entre 25 C et 45 C. 8. Procédé selon l'une des revendications 1 à 7, caractérisé en ce que la température d'aspiration maximale (Taspma,,) est comprise entre 288 K et 333 K. 9. Procédé selon l'une des revendications 1 à 8, caractérisé en ce que la température d'aspiration moyenne (T,,aspo) est comprise entre 273 K et 303 K. 10. Procédé selon l'une des revendications 1 à 9, caractérisé en ce que la durée (d) d'alimentation est inférieure ou égale à 45 secondes. 11. Procédé selon l'une des revendications 1 à 10, caractérisé en ce que le flux gazeux à séparer est de l'air. 12. Dispositif susceptible de mettre en oeuvre un procédé PSA de séparation d'un flux gazeux contenant essentiellement de l'oxygène et de l'azote selon l'une des revendications 1 à 11, comprenant des moyens de régulation de la température d'alimentation (Talim) et des moyens d'ajustage de la pression haute d'adsorption. 13. Dispositif selon la revendication 12, caractérisé en ce qu'il comprend, en outre, des moyens de commande permettant de réguler la température d'alimentation (Talim) autour d'une valeur de consigne de 23 2766384 température préfixée et/ou la durée du temps mort X autour d'une valeur de consigne de durée préfixée. 14. Dispositif selon l'une des revendications 12 ou 13, caractérisé en ce qu'il comprend de 1 à 3 zones de séparation.