FR 2776940 A1 19991008 FR 9804304 A 19980407 Le but de la présente invention est de proposer un procédé de prétraitement ou purification de l'air atmosphérique avant séparation cryogénique dudit air, en particulier par distillation cryogénique. Il est connu que l'air atmosphérique contient des composés devant être éliminés avant l'introduction dudit air dans les échangeurs thermiques de la boite froide d'une unité de séparation d'air, notamment les composés dioxyde de carbone (C02) et vapeur d'eau (ho). En effet, en l'absence d'un tel prétraitement de l'air pour en éliminer ses impuretés C02 et eau, on assiste à une condensation et à un solidification en glace de ces impuretés lors du refroidissement de l'air à température cryogénique, 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 les impuretés hydrocarbures susceptibles d'être présentes dans l'air afin d'éviter leur trop forte concentration dans le bas de la ou des colonnes de distillation, de pallier ainsi tout risque d'explosion. Actuellement, ce prétraitement de l'air est effectué, selon le cas, par procédé TSA (Temperature Swing Adsorption) ou par procédé PSA (Pressure Swing Adsorption); par procédé PSA, on entend les procédés PSA proprement-dits, les procédés VSA (Vacuum Swing Adsorption), les procédés VPSA et analogues. Classiquement, un cycle de procédé TSA 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 ou en-dessous de la pression atmosphérique, c) régénération de l'adsorbant à pression atmosphérique, notamment par les gaz résiduaires ou gaz déchets, typiquement de l'azote impur provenant d'une unité de séparation d'air et réchauffé jusqu'à une température habituellement entre 100 et 2000C au moyen d'un ou plusieurs échangeurs thermiques, d) refroidissement à température ambiante ou subambiante 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. Habituellement, un cycle de procédé PSA comporte, quant à lui, sensiblement les mêmes étapes a), b) et e), mais se distingue d'un procédé TSA par une absence de réchauffement du ou des gaz résiduaires lors de l'étape de régénération (étape c)), donc l'absence de l'étape d) et, en général, un temps de cycle plus court qu'en procédé TSA. L'élimination du CO2 et de la vapeur d'eau est habituellement effectuée sur plusieurs lits d'adsorbants, à savoir un premier adsorbant destiné à arrêter préférentiellement l'eau, par exemple un lit d'alumine activée, de gel de silice ou de zéolites, et un deuxième lit d'adsorbant pour arrêter préférentiellement le C02, par exemple une zéolite. On peut citer notamment les documents US-A-5531808, US-A-5587003 et US-A-4233038. Généralement, les dispositifs de prétraitement de l'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. De tels procédés PSA de purification d'air sont notamment décrit dans les documents US-A-3738084, FR-A7725845 et JP-A-63107720. Plus précisément, le cycle décrit par JP-A-63107720 se décompose en une étape d'adsorption de 15 mn, une étape de dépressurisation de 2 mn, une étape de régénération de 8 mn et une étape de repressurisation de 5 mn. La pression de purification ou pression haute est s égale à 7.10 Pa, ce qui permet d'obtenir de l'air purifié contenant moins de 1 ppm d'impuretés CC2 et H2O. En outre, Tomomura et al., Kagaku Kogaku Ronbunshu, 13(5), 1987, p. 548-553, "Application to an air separation plant", décrit une unité de séparation d'air alimenté à un débit de 2 700 Nm3.h 1 par de l'air purifié sous pression. La purification de l'air se fait dans une installation PSA à deux adsorbeurs contenant chacun un lit d'adsorption constitué à 40% par des billes d'alumine activée et à 60% par des billes de zéolite. En cycle PSA, cette installation PSA consomme 6,3% d'énergie supplémentaire au compresseur par rapport à un fonctionnement en cycle TSA, ce qui s'explique par une perte d'air comprimé lors de la phase de dépressurisation des adsorbeurs. En effet, le compresseur doit pallier lesdites pertes d'air comprimé, lors de chaque phase de repressurisation des adsorbeurs, qui a une durée, ici, correspondant à environ un tiers de celle du temps de cycle. Or, cela nécessite que le compresseurs débite approximativement 19% d'air comprimé supplémentaire pendant ladite phase de pressurisation, pour pouvoir maintenir un débit d'air purifié sensiblement constant vers l'unité de séparation d'air placée en aval, d'où une surconsommation énergétique. Toutefois, compte tenu de la fréquence élevée de ces pointes de débit, à savoir toutes les 10 minutes environ, il est souhaitable de modifier l'installation PSA pour ne pas risquer d'endommager le compresseur et/ou de perturber le procédé de distillation cryogénique subséquent. En fait, la quantité d'air comprimé perdu est vraisemblablement directement imputable aux lits d'adsorbants. En effet, il est connu que la zéolite, par exemple, présente une forte affinité pour les gaz de l'air et, par conséquent, un lit de zéolite va retenir une quantité importante d'air comprimé, engendrant ainsi des pertes de charge non-négligeables. A ce titre, on peut citer les documents suivants: US-A-4,711,645, DE-A-3702190, DE-A3045451 et JP-A-55152517. Afin de tenter de minimiser ces pertes de charge dues à l'utilisation d'un adsorbant de type zéolitique, certains documents, tels US-A-5560763, EP-A-453202, JP-A63107720, US-A-5656064 et EP-A-766991, préconisent de remplacer tout ou partie du lit de zéolite par un lit d'alumine activée, étant donné que l'alumine activée présente la particularité, en cycle PSA, d'adsorber beaucoup moins d'air que la zéolite, tout en conduisant à des performances de purification au moins équivalentes. Ainsi, le document US-A-5560763 précise qu'une quantité donnée de zéolite adsorbe environ trois fois plus d'air qu'une même quantité d'alumine activée. Cependant, ce remplacement au moins partiel du lit de zéolite par un lit d'alumine activée ne permet de réduire les pertes d'air que de 1,5 à 2,5% par rapport au volume total d'air comprimé. Par ailleurs et de manière alternative, des résultats analogues peuvent être obtenus en réduisant la taille du lit d'adsorbant et donc des pertes de charge. Cependant, cette réduction de la taille du lit d'adsorbant est souvent faite au détriment de l'efficacité de purification et/ou des investissements en matériels devant alors être mis en oeuvre. En effet, les documents EP-A-449474 et US-A-5156657 préconisent d'employer une pompe à vide supplémentaire pour achever la régénération du lit d'adsorbant à la fin de l'étape d'élution dudit adsorbant par les gaz résiduaires. Par ailleurs, le document US-A-5560763 décrit la mise en oeuvre d'un procédé PSA à au moins trois adsorbeurs, de manière à augmenter le temps disponible pour la régénération et la repressurisation des adsorbeurs, d'annuler ou minimiser le pic de débit très défavorable pour le compresseur, d'améliorer la régénération des adsorbeurs, donc de diminuer la quantité d'adsorbant nécessaire et, par là-même, de diminuer de moitié les pertes de charge et de réaliser un gain énergétique. Toutefois, l'augmentation du nombre des adsorbeurs engendrent inévitablement un accroissement de la complexité de l'installation, à savoir notamment au moins un adsorbeur supplémentaire, plusieurs vannes, un système de contrôle des vannes supplémentaires... et donc des coûts de l'unité PSA. Le but de la présente invention est de proposer un procédé et une installation PSA de purification de l'air: - ne présentant pas les inconvénients des installations et procédés connus; - qui permettent de diminuer fortement les pertes d'air comprimé ayant lieu durant la phase de repressurisation, par exemple une réduction de ces pertes d'air de 20 à 458; - qui ne nécessitent pas d'accroissement important de la complexité de l'installation, et donc des coûts en matériel; - qui conduisent à des gains énergétiques notables, - qui autorisent une recompression accélérée des adsorbeurs depuis la pression basse du cycle jusqu'à la pression haute, de manière à augmenter le temps disponible pour leur régénération; et - qui conduisent à un net soulagement du compresseurs, étant donnée que 20% à 45% de la repressurisation est réalisé par le biais d'une capacité tampon. La présente invention concerne alors un procédé PSA de purification d'un gaz contenant des impuretés, mettant en oeuvre un système d'adsorption comprenant au moins deux adsorbeurs contenant chacun au moins un lit d'adsorption, chaque adsorbeur étant soumis à un cycle d'adsorption à pression alternée, comprenant: a) une étape de production substantiellement à la pression haute du cycle avec introduction du gaz impur à co-courant dans l'adsorbeur et récupération de gaz pur ainsi produit, b) une étape de dépressurisation vers au moins une zone tampon, c) une étape d'élution avec un gaz d'élution, d) une étape de première recompression avec du gaz provenant de la zone tampon, e) une étape de seconde recompression avec une partie du gaz pur produit par un autre adsorbeur en étape a). Selon le cas, le procédé de l'invention peut comprendre l'une ou plusieurs des caractéristiques suivantes: - à l'étape b), la dépressurisation est poursuivie jusqu'à substantiellement la pression basse du cycle, de préférence à environ la pression atmosphérique; - à l'étape b), la dépressurisation est réalisée à co-courant ou à contre-courant, de préférence à cocourant; - l'étape c) d'élution est réalisée à substantiellement la pression basse du cycle, de préférence à environ la pression atmosphérique; - l'étape c) d'élution est réalisée à contre-courant ou à co-courant, de préférence à contre-courant; - à l'étape c), l'élution est réalisée au moyen d'un gaz résiduaire issu d'une unité de séparation d'air, de préférence de l'azote impur issu de la colonne basse pression; - l'étape d) de première recompression précède l'étape e) de seconde recompression; - l'étape d) de première recompression est réalisée à contre-courant; - le gaz pur produit à l'étape a) est envoyé vers une unité de séparation cryogénique; - la pression haute est comprise entre 3.105 Pa et 5 100.10 Pa; - le gaz impur est de l'air impur et le gaz pur est de l'air purifié. L'invention concerne, en outre, une installation de traitement d'air atmosphérique, caractérisé en ce qu'elle comporte - une unité PSA de purification d'air atmosphérique susceptible de mettre en oeuvre un procédé d'adsorption à pression alternée selon l'une des revendications 1 à 11, comprenant a) des moyens de compression d'air atmosphérique, b) au moins deux adsorbeurs fonctionnant en parallèle et contenant chacun au moins un lit d'adsorption, et c) au moins une capacité tampon reliée auxdits adsorbeurs, - des moyens d'acheminement de l'air purifié produit par lesdits adsorbeurs jusqu'à une unité de séparation cryogénique, - une unité de séparation cryogénique de l'air purifié produit. La capacité tampon peut contenir un adsorbant permettant de réduire son volume. Ainsi, si on remplit ladite capacité tampon de particules de zéolite, celle-ci aura un volume trois fois plus faible que si elle est vide. Cependant, il est néanmoins préférable d'utiliser une capacité tampon vide, c'est-à-dire sans adsorbant à l'intérieur. L'invention va maintenant être décrite plus en détail à l'aide des figures annexées, données à titre illustratif mais non limitatif. La figure 1 représente une unité PSA selon l'art antérieur se composant de 3 adsorbeurs 1, 2, 3 fonctionnant de manière alternée. L'air à purifier est acheminé, après compression jusqu'à l'adsorbeur en phase de production, via la canalisation 5 de gaz d'alimentation. Le gaz produit, c'est-à-dire l'air purifié, est évacué vers son site d'utilisation via la canalisation 6 de gaz produit. Une canalisation 7 de gaz de régénération permet d'alimenter l'adsorbeur en phase d'élution avec un gaz de régénération, le gaz élué étant évacué par la canalisation 8. Comme on peut le voir, ce dispositif de l'art antérieur comprend un nombre élevé de vannes, à savoir 15 vannes (4). La figure 2 représente, un dispositif selon l'art antérieur analogue à celui de la figure 1, mais lequel comprend, cette fois, deux adsorbeurs (11, 12) et seulement 9 vannes (4). Toutefois, comme précédemment expliqué, ce type de dispositif engendre une forte consommation d'énergie due aux pertes d'air durant la décompression, malgré l'économie réalisée, de par la réduction du nombre de vannes 14 et d'adsorbeurs. La figure 3 représente, par contre, une unité PSA de purification d'air, avant distillation cryogénique dudit air, conforme à la présente invention. Plus précisément, le dispositif selon l'invention est analogue à celui de la figure 2, mais comprend, en plus, une capacité tampon 33 vers laquelle sont envoyés les gaz lors de l'étape de dépressurisation de l'adsorbeur 31 ou 32 en phase de dépressurisation. On constate, en outre, que malgré l'incorporation d'une zone tampon ou capacité tampon 33, l'unité PSA selon l'invention (figure 3) comporte le même nombre de vannes 20 à 29 que l'unité PSA selon l'art antérieur représentée sur la figure 2, à savoir 9 vannes. Le fonctionnement des adsorbeurs 31 et 32 de la figure 3 a été schématisé sur la figure 4. Ainsi, on voit nettement que, lorsque l'adsorbeur 31 est en phase de production TP, l'adsorbeur 32 est en phase de régénération TR, et inversement. En outre, chaque phase de production TR est suivie par une phase de dépressurisation Dp de l'adsorbeur 31 ou 32, et chaque phase de régénération TR est suivie par une phase d'élution/recompression Rp. Plus précisément, on voit qu'une partie du gaz sortant de l'adsorbeur 32 durant la phase de dépressurisation Dp est envoyée vers la capacité tampon (CT) 33, laquelle se remplit alors durant un temps de remplissage RPCT- Ensuite, la capacité tampon 33 n'est plus sollicitée pendant toute la durée de la phase de régénération TR de l'adsorbeur 32, ce qui correspond à la majeure partie de la durée de la phase de production TR de l'adsorbeur 31. Après la phase de régénération et élution TR de l'adsorbeur 32, celui-ci est soumis à une phase de recompression Rp pendant laquelle le gaz stocké dans la capacité tampon 33 est envoyé vers l'adsorbeur 32, ladite phase de recompression étant parachevée par introduction subséquente dans ledit adsorbeur 32 de gaz produit par l'adsorbeur 31 pendant sa phase de production 31. La capacité tampon 33 subit alors une nouvelle phase de remplissage ou recompression avec le gaz de décompression de l'adsorbeur 31, qui entre à son tour dans ses phases de décompression Dp et de régénération TR; les adsorbeurs 31 et 32 fonctionnant de façon alternée. Le tableau suivant indique un séquençage d'ouverture (O) et de fermeture (F) des vannes 20 à 29 de la figure 3 lors de la mise en oeuvre du procédé selon l'invention. TABLEAU I CONTROLE DES VANNES vannes 21 T 22 1 23 | 24 1 25 | 26 27 - 1 28 T 29 1 20 Temps en minutes 0-1 O F F F O O F F O F 1-2 0 F F F F F F O O F 2-11 O O F F O F F O O F 11-12 O F F F O O F F O F 12-15 O F F O O F F F O F 15-16 F F | O | O F O F F F O 16-17 F F O F F F O F F O 17-26 F O O O F F O F F O 26-27 F F O O F O F F F O 27-30 F F O O O F F F F O "O" = vanne ouverte, "F" = vanne fermée. En outre, la capacité 33 peut contenir un lit d'adsorbant, ce qui permet de réduire son volume. La pression dans la capacité converge vers un régime à deux niveaux de pression, la quantité d'air comprimé récupéré à l'issu de chaque phase de dépressurisation d'un adsorbeur dépendant du volume de la capacité 33. Sur la figure 5, on a représenté les pressions haute et basse et s'établissant au sein de la capacité tampon 33, en fonction du volume de cette capacité tampon, lorsqu'elle est remplie d'un tamis moléculaire de type zéolitique. On constate que plus le volume de la capacité tampon est important et moins celle-ci travaille en pression, c'est-à-dire que l'écart de pression entre la phase à pression haute et celle à pression basse diminue. Sur la figure 6, on a schématisé la quantité d'air comprimé récupéré par la capacité 33 et normé par rapport à la quantité d'air comprimé perdu dans un procédé PSA deux bouteilles simple, tel celui représenté sur la figure 2. En outre, on constate, lorsque l'on compare l'investissement à l'énergie économisée, que la capacité tampon a un rendement maximal lorsque son volume est compris entre 60% et 100% du volume d'un adsorbant. En d'autres termes, accroître davantage le volume de la capacité tampon est inutile, voire non-souhaitable du point de vue économique, étant donné que les gains en énergie sont alors négligeables. REVENDICATIONS 1. Procédé PSA de purification d'un gaz contenant des impuretés, mettant en oeuvre un système d'adsorption comprenant au moins deux adsorbeurs contenant chacun au moins un lit d'adsorption, chaque adsorbeur étant soumis à un cycle d'adsorption à pression alternée, comprenant: a) une étape de production substantiellement à la pression haute du cycle avec introduction du gaz impur à co-courant dans l'adsorbeur et récupération de gaz pur ainsi produit, b) une étape de dépressurisation vers au moins une zone tampon, c) une étape d'élution avec un gaz d'élution, d) une étape de première recompression avec du gaz provenant de la zone tampon, e) une étape de seconde recompression avec une partie du gaz pur produit par un autre adsorbeur en étape a). 2. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu'à l'étape b), la dépressurisation est poursuivie jusqu'à substantiellement la pression basse du cycle, de préférence à environ la pression atmosphérique. 3. Procédé selon l'une des revendications 1 ou 2, caractérisé en ce qu'à l'étape b), la dépressurisation est réalisée à co-courant ou à contre-courant, de préférence à co-courant. 4. Procédé selon l'une des revendications 1 à 3, caractérisé en ce que l'étape c) d'élution est réalisée à substantiellement la pression basse du cycle, de préférence à environ la pression atmosphérique 5. Procédé selon l'une des revendications 1 à 4, caractérisé en ce que l'étape c) d'élution est réalisée à contre-courant ou à co-courant, de préférence à contrecourant. 6. Procédé selon l'une des revendications 1 à 5, caractérisé en ce qu'à l'étape c), l'élution est réalisée au moyen d'un gaz résiduaire issu d'une unité de séparation d'air, de préférence de l'azote impur issu de la colonne basse pression. 7. Procédé selon l'une des revendications 1 à 6, caractérisé en ce que l'étape d) de premiere recompression précède l'étape e) de seconde recompression. 8. Procédé selon l'une des revendications 1 à 7, caractérisé en ce que l'étape d) de première recompression est réalisée à contre-courant. 9. Procédé selon l'une des revendications 1 à 8, caractérisé en ce que le gaz pur produit à l'étape a) est envoyé vers une unité de séparation cryogénique. 10. Procédé selon l'une des revendications 1 à 9, caractérisé en ce que la pression haute est comprise entre 3.105 Pa et 100.105 Pa. 11. Procédé selon l'une des revendications 1 à 10, caractérisé en ce que le gaz impur est de l'air impur et le gaz pur est de l'air purifié. 12. Installation de traitement d'air atmosphérique, caractérisé en ce qu'elle comporte - une unité PSA de purification d'air atmosphérique susceptible de mettre en oeuvre un procédé d'adsorption à pression alternée selon ltune des revendications 1 à 11, comprenant a) des moyens de compression d'air atmosphérique, b) au moins deux adsorbeurs fonctionnant en parallèle et contenant chacun au moins un lit d'adsorption, et c) au moins une capacité tampon reliée auxdits adsorbeurs, - des moyens d'acheminement de l'air purifié produit par lesdits adsorbeurs jusqu'à une unité de séparation cryogénique, - une unité de séparation cryogénique de l'air purifié produit.