FR 2837722 A1 20031003 FR 0203747 A 20020326 plusieurs caveaux reliés au dit filtre par un réseau de tuyauteries. L'invention a pour objet un procédé PSA pour la purification de l'hydrogène contenu dans un mélange gazeux pauvre en hydrogène dont la teneur initiale en hydrogène est inférieure à 40%. Le procédé d'adsorption modulée en pression ou procédé PSA (pour Pressure Swing Adsorption) est très fréquemment utilisé pour la séparation et la purification des gaz, notamment des flux gazeux contenant des teneurs élevées en hydrogène, typiquement plus de 50 % d'hydrogène. La production d'hydrogène de grande pureté est un marché en expansion. Outre les consommateurs classiques que sont les industries chimique et pétrolière, il existe aussi un grand nombre d'autres industries utilisant de l'hydrogène, notamment les industries du traitement thermique, de l'électronique, du verre, du soudage et les piles à combustibles (fuel cells). Jusqu'à présent, les procédés PSA se sont révélés extrêmement efficaces pour la séparation des mélanges gazeux, notamment pour la production d'oxygène ou d'hydrogène pur à partir de mélanges gazeux contaminés par diverses impureté, étant donné qu'un procédé PSA met à profit la sélectivité d'adsorption d'un (ou plusieurs) adsorbant donné pour une ou plusieurs des substances contaminant le mélange gazeux à purifier. 2 0 Le choix de l'adsorbant est donc primordial pour le bon fonctionnement du procèdé PSA. Il dépend essentiellement de- la nature du gaz à purifier, c'est-à-dire de la nature des contaminants et de leur teneur dans le gaz. En règle générale, les adsorbants sont sélectionnés en fonction de leur capacité à bien adsorber et désorber une ou plusieurs impuretés contenues dans le gaz à purifier. 2 5 Par ailleurs, un procédé PSA implique àussi la mise en _uvre de cycies de pression, chaque adsorbeur mis en _uvre étant soumis au cycle du procédé considéré. De manière classique, lors d'une première phase à haute pression, le lit d'adsorbant sépare au moins un constituant du mélange par adsorption de ce constituant sur le lit d'adsorbant et ensuite, dans une seconde étape, I'adsorbant est régénéré par 3 0 abaissement de la pression. A chaque nouveau cycle, il est donc essentiel que la désorption des impuretés adsorbées sur l'adsorbant soit efficace et complète de manière à retrouver un état de l'adsorbant régénéré identique à chaque nouveau cycle. Il va de soi que cette capacité à bien adsorber et désorber un constituant d'un mélange gazeux dépend aussi des 3 5 conditions opératoires particulières du procédé PSA considéré, notamment des conditions de température et pression mises en ceuvre. En outre, la capacité d'adsorption et de désorption des différentes impuretés est. bien entendu, fortement influencée par les conditions opératoires particulières du procédé PSA telles que les conditions de pression et de tem pérature, ma is a ussi pa r la composition même du mélange gazeux à traiter puisque l'adsorption d'un constituant étant influencce par la présence ou non d'autres constituants, on parle communément de phénomène de co-adsorption. Il n'est donc ha b ituellement pas aisé d 'a me;liorer le fonction nem ent d'u n procédé PSA uniquement par un choix judicieux des adsorbants étant donné qu'il faut tenir compte des conditions opératoires et surtout de la composition du mélange à purifier. De ce fait, une distinction nette doit être faite entre les procédés PSA destinés à la production d'oxygène à partir d'air amblant, lesquels fonctionnent généralement à des pressions d'adsorption nettement inférieures à 5 bars, typiquement inférieures à 2 bars, et les procédés PSA destinés à la production d'hydrogène qui eux fonctionnement habituellement à des pressions d'adsorption comprises entre 5 et 70 bars. Pour la purification par procédé PSA d'un mélange gazeux contenant de l'hydrogène, les impuretés à éliminer sont habituellement les hydrocarbures (C' à C5), le CO2, le CO, l'azote (N2) et parfois de la vapeur d'eau (H20). Le lit d'adsorbant est alors composé de différentes couches d'adsorbants ayant chacune pour rôle d'arrêter une ou plusieurs impuretés. En effet, certaines impuretés sont très difficiles à désorber sur certains adsorbants dans les conditions de pressions et de température auxqueiles fonctionne le procédé PSA, on parle alors de "poison" pour l'adsorbant. A ce titre, on peut citer par exemple, le CO2 sur les zéolites; H20 sur le charbon et les zéolithes De ce fait, une couche amont protectrice d'alumine est nécessaire dans le cas o le mélange de gaz à purifier contient de la vapeur d'eau. De même, il est connu d'utiilser une couche de charbon actif pour arrêter le CO2 et la majorité du CH4. Enfin, il est usuel d'utiliser de ia zéolite, telle qu'une zéolite 5A, pour i'adsorption du CO et de l'N2. Ceci est décrit par exemple dans les documents US-A-4,38l,189, FR-A2330433 et US-A-3,430,418. Habituellement, les gaz traité par ce type de procédé PSA sont riches en hydrogène, c'est-à-dire que leur teneur en hydrogène est supérieure à 50 % en volume. D'autre part, dans le domaine de la séparation de l'air par adsorption pour la production d'O2,1'impureté principale rencontrée étant l'azote, le lit d'adsorbant est alors principalement constitué de zéolite. Ainsi, les documents US-A-3,140,932, US-A 3,140,933, US-A-5,l52,813, US-A-5,258, 058 et EP-A-297542 proposent d'utiliser une zéolite X échangée au lithium (LiX) pour adsorber l'azote de l'air et permettre une production d'oxygène. Par ailleurs, l'utilisation de zéolite LiX a été proposée par le document US-A ,912,422 pour la purification par adsorption du CH4 et du CO, d'un mélange gazeux contenant plus de 45% d'hydrogène, de préférence un mélange contenant au moins 50 % d'hydrogène, c'est-à-dire, là encore, un mélange gazeux riche en hydrogène. En d'autres termes, la purification de mélanges gazeux contenant de l'hydrogène en tant que constituant majoritaire du mélange est bien connue de l'art antérieur. O Cependant, actuellement se pose encore le problème de la purification de mélanges gazeux pauvres en hydrogène, c'est-à-dire de mélange contenant une proportion volumique inférieure à 40% en hydrogène, pour lesquels il est souhaitable de récupérer l'hydrogène qui s'y trouve. En effet, pouvoir récupérer l'hydrogène d'un gaz riche en hydrogène (typiquement plus de 50% d'hydrogène) est beaucoup plus facile que de pouvoir le récupérer lorsqu'il se trouve dans un gaz pauvre en hydrogène (moins de 40%) puisque, dans le premier cas, I'hydrogène est le composé majoritaire du gaz donc les molécules d'hydrogène sont en nombre prépondérant par rapport aux autres molécules gazeuses. Le problème qui se pose alors est de pouvoir réaliser une purification efficace par procédé PSA d'un gaz pauvre en hydrogène, c'est-à-dire d'un gaz contenant moins de 40% en volume d'hydrogène, le reste étant des impuretés à éliminer, de manière à récupérer un flux gazeux enrichi en hydrogène, c'est-à-dire contenant plus de 95 % d'hydrogène, préférentiellement plus de 99% d'hydrogène. La solution de l'invention est alors un procédé PSA de purification de l'hydrogène (H2) d'un mélange gazeux pauvre en hydrogène contenant moins de 40% en volume d'hydrogène (H2) et une ou plusieur impuretés gazeuses pour le reste, dans lequel: 2 0 a) on met le mélange gazeux à purifier en contact successivement avec au moins un premier adsorbant contenant au moins un charbon actif et avec un deuxième adsorbant contenant au moins une zéolite de type faujasite échangée à au moins 80% par des cations lithium et dont le rapport Si/AI est inférieur à 1.5, de manière à adsorber au moins une partie desdites impuretés sur lesdits premier et deuxième adsorbant, b) on récupère un flux gazeux enrichi en hydrogène contenant une proportion d'hydrogène supérieure à 95% en volume. Dans le cadre de l'invention, les " % " donnés sont des,oourcentages volumiques. Selon le cas, le procédé de l'invention peut comprendre l'une ou plusieurs des caractéristiques techniques suivantes: - le flux gazeux contient une ou des impuretés choisies dans le groupe formé par l'azote, le monoxyde de carbone, le dioxyde de carbone et le méthane. - le flux gazeux contient au moins 35% d'azote (N2), de 10% à 20 % de monoxyde de carbone (CO), et au moins une impureté choisie dans le groupe formé par le dioxyde de carbone (CO2) et le méthane (CH4), la somme des teneurs en hydrogène, azote, monoxyde de carbone représentant au moins 90% du volume du gaz à purifier; - le premier adsorbant contenant au moins un charbon actif adsorbe au moins une partie desdites impuretés CO2 et CH4. - le deuxième adsorbant contenant la zéolite de type faujasite échangée au lithium adsorbe au moins une partie desdites impuretés CO et N2. - le flux gazeux à purifier contient, en outre, de la vapeur d'eau (H20) et au moins une partie de la vapeur d'eau est éliminée sur un troisième adsorbant situé en amont desdits premier et deuxième adsorbants (en considérant le sens de circulation du flux de gaz), de préférence la vapeur d'eau est éliminée sur un troisième adsorbant contenant de l'alumine, de préférence encore une alumine activée. - le gaz pauvre en hydrogène provient d'un procédé d'oxydation partielle catalytique. - le l'adsorption est opérée sous une pression inférieure à 10 bars, de préférence comprise entre 4 et 8 bars. - I'adsorbant est régénéré sous une pression de régénération inférieure à 3 bars, de préférence inférieure à 1.5 bars. - le gaz pauvre en hydrogène est à une température comprise entre 20 C et C, de préférence de l'ordre de 30 à 40 C. - le débit du gaz pauvre en hydrogène est inférieur à 1000 Nm3/h, préférentiellement inférieur à 300 Nm3fh. - le deuxième adsorbant est constitué d'une zéolite X ayant un rapport Si/AI de 1 à 1.25, de préférence proche ou égal à 1. - le deuxième adsorbant est constitué d'une zéolite X échangée à plus de 80% par des cations lithium, de préférence supérieur à 94 0, les cations résiduels étant K, Na et/ou Ca, voire d'autres cations. - à l'étape b), on récupère un flux gazeux enrichi en hydrogène contenant une proportion d'hydrogène supérieure à 97% en volume, de préférence supérieure à 99%, préférentiellement encore supérieure à 99.9%, préférentiellement encore supérieure à 99.gg9%. - le flux gazeux à purifier contient de 15 à 38% d'hydrogène, de 40% à 75% d'azote, de 10% à 20 % de monoxyde de carbone, de 0.1 à 5 % de dioxyde de carbone, de 0.1 à 5% de méthane et de la vapeur d'eau. En d'autres termes, I'invention concerne l'utilisation, dans un procédé PSA pour la production d'hydrogène, d'une zéolite de type fauJasite échangée à plus de 80% avec des cations lithium, de préférence une zéolite X avec un rapport Si/AI inférieur à 1.5, typiquement de l'ordre de 1 à 1.25, pour séparer un gaz très pauvre en hydrogène contenant moins de 40 % d'hydrogène, au moins 35% d'azote, au moins 10 % de CO, au moins 0.5% de CO2 et de CH4, et lequel gaz est saturé en HzO. Un exemple typique de mélange gazeux pauvre en hydrogène à traiter par le procédé de l'invention est celui provenant d'une réaction d'oxydation partieile catalytique à l'air convertissant un mélange gazeux de départ formé de CH. et d'air en gaz de synthèse (syngas) contenant de l'hydrogène et les impuretés suivantes: N2, CO, CO2, CH4 et H20. Un tel gaz de synthèse a pour particularité de contenir majoritairement de l'azote (> 40%), beaucoup de CO (> 10%) et d'être, par ailleurs, très pauvre en hydrogène ( Les gaz de synthèse de ce type peuvent être soumis à une purification par procédé PSA selon l'invention dans les conditions opérationnelles suivantes. L'unité mettant en _uvre le procédé PSA est préférentiellement de type à trois ou quatre adsorbeurs fonctionnant en parallèle avec une pression d'adsorption comprise entre 5 et 15 bars et une pression de régénération inférieure à 2 bars, de préférence inférieure à 1.35 bar. Le nombre d'adsorbour pourra être supérieur ou inférieur; dans tous les cas, c'est le débit de gaz à traiter et le rendement désiré qui déterminera le nombre d'adsorbeurs à utiliser. Dans le cas d'une unité PSA à quatre adsorbeurs, les cycles de pression et équilibrage auxquels sont soumis aiternativement les quatre adsorbeurs sont par exemples décrits le document US-A-3,430,418, lesquels sont illustrés sur les Figures 1 (schéma du cycle) et 2 (schéma de l'installation), alors que, dans le cas d'une unité PSA à trois adsorbours, les cycles de pression et équilibrage sont, par exemple, ceux donnés dans ie document EP-A-884089, lesquels sont illustrés sur les Figures 3 (schéma du cycle) et 4 (schéma de l'installation). Le cycle de la figure 1 comporte les étapes suivantes: (a) phase d'adsorption 2 0 (b) phase de dépressurisation par équilibrage (c) phase de dépressurisation pour élution (d) phase de dépressurisation contre courant (e) phase d'élution (f) phase de repressurisation par équilibrage 2 5 (9) phase de repressurisation finale Sur la Figure 1, les abréviations suivantes sont utilisées: - Pads = pression d'adsorption - Peql = pression en fin d'équilibrage - Pint = pression intermédiaire en fin de dépressurisation co-courant - Preg = pression de régénération Dès lors, te cycle de produ*ion auquel sont soumises les 4 adsorbeurs de la figure 2 est donné dans ie Tableau I ci-après (a à 9 étant les étapes ciavant). Tableau I Adsorbeur i (A1) a a b c d e f 9 Adsorbeur 2 (A2) f 9 a a b c d e Adsorbeur 3 (A3) d e f 9 a a b c Adsorbeur 4 (A4) b c d e f 9 a a Par ailieurs, le cycle de la figure 3 comporte les étapes suivantes: (a) phase d'adsorption (b) phase de dépressurisation par équilibrage (c) phase de dépressurisation vers la capacité d'élution (2) (d) phase de dépressurisation contre courant (e) phase d'élution (f) phase de repressurisation par équilibrage (g) phase de repressurisation finale Sur la Figure 3, les abréviations suivantes sont utilisées: - Pads = pression d'adsorption - Peql = pression en fin d'équilibrage - Pint = pression intern édiaire en fin de dépressurisation co-courant - Preg = pression de régénération Dès lors, le cycle de production auquel sont soumises les 3 adsorbaurs de la figure 3 est donné dans le Tableau II ci-après (a à 9 étant ies étapes ciavant). Tableau II Adsorbeur 1 (AI) | a a a a b c d e f 9 Adsorbeur 2 (A2) | f 9 a a a a b c d e Adsorbeur 3 (A3) | b c d e f __ _ a a a a La composition du lit d'adsorbants de l'invention est. successivement dans le sens allant de l'entrée (côté alimentation en gaz) vers la sortie (côté récupération de gaz produit), lorsqu'on considère le sens de circulation du gaz, par exemple: - une couche d'alumine pour éliminer 1'eau sous forme vapeur, une couche optionnelle pré-filtre contenant un adsorbant de type charbon actif à ca pacité d 'adsorption faible ou gel de silice da ns le cas o le gaz à traiter contient des polluants lourds type hydrocarbures (C2-C5), une couche de charbon actif pour arrêter le CO2 et une partie du CH, éventuellement une couche de zéolite type 5A pour arrêter le CO et une partie des impuretés N2, et - une couche de zéolithe de type X (SilAI de 1 à l.5) échangée à au moins 80% par des cations lithium pour arrêter tout ou partie des impuretés N2. Il est indispensable que l'ordre des différentes couches d'adsorbants soit respecté afin d'éviter qu'un des composants les plus lourds n'empoisonne 1'un des lits d'adsorbant situés en aval. Les adsorbants utiilsables dans le procédé de l'invention sont par exemple ceux commercialisés par des fabricants tels que Engelhart pour le gel de silica; Pica, Ceca, Chemviron ou Norit pour les charbons actifs; et Bayer, UOP ou CECA pour la zéolithe type X échangée au lithium. La répartition de chacune des couches dépend essentiellement de la nature du gaz d'alimentation, si on ne considère que les deux dernières couches (charbon actif et zéolithe LiX), ta répartition en volume au sein de l'adsorbeur sera par exemple de 33 % de charbon et 66 % de zéolithe et, préférentiellement, 25 % de charbon et 75 % de zéolithe. La température du gaz à traiter introduit dans les adsorbeurs est généralement comprise entre 20 C et 50 C, de préférence de l'ordre de 35 C à 40 C. La pureté (en volume) de i'hydrogène produit par le procédé de l'invention est supérieure à 99.90 % en volume, voir supérieure à 99.99 %, et encore mieux supérieur à 99.999 %, elle dépend principalement des conditions opératoires. Contrairement à ce qu'indique le document US-A-5, 912,422, la faible teneur en hydFogène ( l'invention fonctionne également pour des débits supérieurs. Exemples Afin de démontrer l'amélioration apportée par le procédé de l'invention, des essais ont été réalisés sur une unité pilote PSA H2 permettant de réaliser des cycles de pressions à un équilibrage (cf. Figure 1 et 2 cijointes) ou avec capacité de repressurisation (cf. Figures 5 et 6) et de mesurer les performances (rendement et productivité) avec précision. On entend: - par rendement du PSA, le rapport entre la quantité d'hydrogène produit et la quantité d'hydrogène contenue dans le mélange introduit, et - par productivité la quantité de gaz traité par unité de volume d'adsorbant normalisée en pression. Des essais comparatifs ont été réalisés dans les mémes conditions de pression et de température, à savoir: - 10 bars de pression d'adsorption, - 1.6 bars de pression de régénération, - gaz à traiter à 40 C. Le lit diedsorba nt de chaq ue adsorbeu r utilisé da ns ces essa is est formé d'u ne 3 5 couche de charbon et une couche de zéolite: - essai 1 (comparatif): zéolite de type 5A - essai 2 (selon linvention) zéolite de type X échangée à 95% par des cations lithium avec rapport Si/AI d'environ 1 (LiLSX), le reste étant essentiellement des cations K eVou Na résiduels. La répartition dans chaque lit d'adsorption entre charbon et zéolite en volume est /8û pour la zéolite 5A (essai 1) et 33/66 pour la zéolite LiLSX (essai 2), la zéolite LiLSX étant plus efficace que la 5A, il est possible d'en utiliser moins pour un volume global égal. Un troisième essai (essai 3) a été, par ailleurs, réalisé dans les mêmes conditions que l'essai 2 mais avec un cycle de traitement à 4 adsorbeurs avec capacité de repressurisation comme lilustré en figures 5 (cycle) et 6 (installation) et décrit dans le document EP-A-868936. Le cycle de la figure 5 comporte les étapes suivantes: (a) phase d'adsorption (b) phase de dépressurisation par équilibrage (c) phase de dépressurisation pour élution (d) phase de dépressurisation contre courant (e) phase d'élution () phase de repressurisation par équllibrage (stockage d'une partie de la production dans la capacité de repressurisation (1)) (9) phase de repressurisation finale (avec le gaz de production et le gaz - provenant de la capacité de repressurisation) Sur la Figure 6, les abréviations suivantes sont utilisées: - Pads = pression d'adsorption Peql = pression en fin d'équilibrage - Pint = pression intermédiaire en fin de dépressurisation co-courant - Preg = pression de régénération Dès lors, le cycle de production auquel sont soumises les 4 adsorbours de la figure 6 est donné dans le Tableau III ci-après (a à 9 étant les étapes ci-avant). Tableau III Adsorbeur 1 (A1) a a b c d e f Adsorbaur 2 (A2) f 9 a a b c d e Adsorbeur 3 (A3) d e f 9 a a b c Adsorbeur 4 (A4) b c d e f 9 a a La température du gaz à traiter est de 40 C, les pressions d'adsorption et de régénération sont de 10 et 1.6 bars, respectivement, et le débit de 12 à 17 Nl/min selon l'essai. La composition du gaz d'entrée est la suivante: 33% de H2, 2% de CO2, 16% de CO, 2% de CH4 et 47% de N2. Les résultats obtenus sont donnés dans le Tableau IV suivant. Tableau IV Essai 1 Essai 2 Essai 3 Cycle 4 adsorbeurs 3 adsorbeurs 4 adsorbeurs (Fig. 1 et 2) (Fig. 3 et 4) (Fig. 5 et 6) Adsorbant 5A Li LSX i LSX Rendement (%) 63 % 68 % 70.5 % Productivité (Nm3/m3/ba r) 1.37 1.62 1.5 Comme on le voit dans le Tableau IV, les essais 2 et 3 de l'invention conduisent à une amélioration du rendement de 5 et 7.5%, respectivement, par rapport à l'essai 1 qui est selon l'art antérieur. De manière analogue, ia productivité obtenue dans les essais 2 et 3 est supérieure de 18.25% et de 9.5%, respectivement, par rapport à l'essai 3. Le procédé de l'invention permet d 'a méliorer considéra b le me nt rende m ent et productivité du PSA par rapport à l'utilisation d'une zéolithe type 5A. L'influence de la pression d'adsorption (et de régénération) a été également étudiée et les résultats obtenus sont donnés dans le Tableau V ci-après. Pour cela, le cycle considéré est un cycle à un seul équiiibrage tel que décrit par la figure 1 Tableau V Pression d'adsorption (bar abs) 7 10 10 13 Pression de régénération 1 6 I. 6 1.3 1.6 (bar abs) Rendement (en %) 64.3 % 61.9 % 63 % 56.3 % Productivité (Nm3/m3/bar) 1.209 1.2I3 1.278 1.162 Il ressort du Tableau V que, de préférence, la pression d'adsorption doit être inférieure à 15 bar, mieux encore inférieure à 9 bar abs. En effet, les résultats obtenus montrent que les performances du procédé de l'invention sont d'autant meilleures que la pression d'adsorption est basse puisqu'une pression de 7 bars conduit à un rendement supérieur de 8% et à une productivité supérieure de 4% par rapport à une pression d'adsorption de 13 bars, et à un rendement supérieur de 2.4% et à une productivité sensiblement identique par rapport à une pression d'adsorption de 10 bars (pour une méme pression de régénération de 1 6 bars dans tous les cas) Ceci est accentué par le fait que le syngas produit par oxydation partielle catalytique faisant office de gaz d'alimentation (composition donnée ci-dessus) est d'autant plus riche en H2 que la pression de production est basse. Par ailleurs, on note qu'il en va de même de la pression de régénération que l'on choisira préférentiellement inférieure à 1.5 bar abs. En effet, une diminution de 0.3 bars de ia pression de régénération conduit à une augmentation de 1.1% du rendement et de 5.36% de la productivité du procédé (pour une même pression d'adsorption de 10 bars). L'influence de la température a été également étudiée et à montrer que la température du mélange gazeux à séparer n'est pas déterminante selon l'invention. Toutefois, il est préférable qu'elle soit maintenue constante, par exemple à une valeur comprise entre 20 et 50 C, typiquement de l'ordre de 35 à 40 C. Il est à noter, en outre, que ie procédé de l'invention peut aussi être mis en _uvre sur des cycles identiques ou similaires à ceux donnés dans le document US-A-3, 564,816 ou avec capacité d'élution comme décrit dans le document US-A-4,512,778. Il pourrait aussi être généralisé à d'autres cycles comportant un nombre d'adsorbeurs supérieur à 4 et plusieurs équilibrages en pression. Revendications l. Procédé PSA de purification de t'hydrogène (H2) d'un mélange gazeux pauvre en hydrogène contenant moins de 40% en volume d'hydrogène (H2) et une ou plusieurs impuretés gazeuses pour le reste, dans lequel: a) on met le mélange gazeux à purifier en contact successivement avec au moins un premier adsorbant contenant au moins un charbon actif et avec un deuxième adsorbant contenant au moins une zéolite de type faujasite échangée à au moins 80% par des cations lithium et dont le rapport S7AI est inférieur à 1.5, de manière à adsorber au moins une partie desdites impuretés sur lesdits premier et deuxième adsorbants, b) on récupère un flux gazeux enrichi en hydrogène contenant une proportion d'hydrogène supérieure à 95% en volume. 2. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que le flux gazeux contient une ou des impuretés choisies dans le groupe formé par l'azote, le monoxyde de carbone, le dioxyde de carbone et le méthane. 3. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que le flux gazeux contient au moins 35% d'azote (N2), de 10% à 20 % de monoxyde de carbone (CO), et au moins une impureté choisie dans le groupe formé par le dioxyde de carbone (CO2) et le méthane (CH4), la somme des teneurs en hydrogène, azote, monoxyde de carbone représentant au moins 90% du volume du gaz à purifier. 4. Procédé selon l'une des revendications 1 à 3, caractérisé en ce que le premier adsorbant contenant au moins un charbon actif adsorbe au moins une partie desdites impuretés CO2 et CH4. 5. Procédé selon l'une des revendications 1 à 4, caractérisé en ce que le deuxième adsorbant contenant la zéolite de type faujasite échangée au lithium adsorbe au moins une partie desdites impuretés CO et N2. 6. Procédé selon l'une des revendications 1 à 5, caractérisé en ce que le flux gazeux à purifier contient, en outre, de la vapeur d'eau (H20) et au moins une partie de la vapeur d'eau est élimince sur un troisième adsorbant situé en amont desdits premier et deuxième adsorbants, de préférence la vapeur deau est éliminée sur un troisième adsorDant contenant de l'aiumine, de préférence encore une alumine activée. 7. Procédé selon l'une des revendications 1 à 6, caractérisé en ce que le gaz pauvre en hydrogène provient d'un procédé d'oxydation partielle catalytique. 8. Procédé selon l'une des revendications 1 à 7, caractérisé en ce que I'adsorption est opérée sous une pression inférieure à 10 bars, de préférence comprise entre 4 et 8 bars. 9. Procédé selon l'une des revendications 1 à 8, caractérisé en ce que ladsorbant est régénéré sous une pression de régénération inférieure à 3 bars, de préférence inférieure à 1.5 bars. 10. Procédé selon i'une des revendications 1 à 9, caractérisé en ce que le gaz pauvre en hydrogène est à une température comprise entre 20 C et 50 C. 1511. Procédé selon l'une des revendications 1 à 10, caractérisé en ce que le débit du gaz pauvre en hydrogène est inférieur à 1000 Nm3/h, prétérentiellement inférieur à 300 Nm3/h. 12. Procédé selon l'une des revendications 1 à 11, caractérisé en ce que le 2 0deuxième adsorbant est constitué d'une zéolite X ayant un rapport Si/AI de 1 à 1.25, de préférence proche ou égal à 1. 13. Procédé selon i'une des revendications 1 à 12, caractérisé en ce que le deuxième adsorbant est constitué d'une zéolite X échangée à plus de 80% par des cations lithium, de préférence supérieur à 94%, les cations résiduels étant K, Na et/ou Ca. 14. Procédé selon l'une des revendications 1 à 13, caractérisé en ce qu'à l'étape b), on récupère un flux gazeux enrichi en hydrogène contenant une proportion 3 0d'hydrogène supérieure à 97% en volume, de préférence supérieure à 99%, préférentiellement encore supérieure à 99.999%. 15. Procédé selon l'une des revendications 1 à 14, caractérisé en ce que le flux gazeux à purifier contient de 15 à 38% d'hydrogène, de 40% à 75% d'azote, de 10% à 3520 % de monoxyde de carbone, de 0.1 à 5 % de dioxyde de carbone, de 0.1 à 5% de