FR 3160897 A1 20251010 FR 2403559 A 20240405 Procédé d’épuration d’un gaz de charge en au moins un de ses constituants par adsorption au moyen d’une unité TSA, avec production d’un gaz produit épuré et extraction d’une partie du gaz produit épuré, appelée flux de production, hors de l’unité TSA, caractérisé en ce que ladite étape d’élution-refroidissement comprend au moins les deux sous-étapes suivantes : - une première sous-étape d’élution-refroidissement (C) avec, en sortie d’adsorbeur, extraction d’un gaz de purge hors de l’unité TSA tant que la teneur en impureté dans ledit gaz de purge reste supérieure à un seuil prédéterminé, - une deuxième sous-étape d’élution-refroidissement (D) par du gaz produit épuré, avec recyclage du gaz de purge en sortie d’adsorbeur vers au moins un autre adsorbeur en étape d’adsorption, la teneur en impureté dans ledit gaz recyclé étant alors inférieure au seuil prédéterminé. Figure d’abrégé : Fig. 12 Cycle TSA à pertes minimisées La présente invention concerne les unités de séparation ou de purification de gaz par adsorption de type TSA et en particulier la régénération de telles unités. Plus précisément, elle porte sur la réduction de la quantité de gaz qu’il est nécessaire d’extraire de l’unité pour éliminer les impuretés qui ont été retirées du gaz de charge durant l’étape d’adsorption. Elle est donc destinée à augmenter le rendement d’extraction des composés valorisables contenus dans ledit gaz à de charge. L’adsorption est largement utilisée pour purifier ou séparer les gaz. On peut citer la séparation de n et iso paraffines, la séparation des xylènes, d’alcools, la production d’azote ou d’oxygène à partir d’air atmosphérique, le déballastage en CO2 de gaz de combustion, de gaz de hauts fourneaux…Côté épuration, on trouve les sécheurs, la purification d’hydrogène ou d’hélium, la purification de gaz riches en méthane tels le Gaz Naturel ou le Biogaz, l’adsorption d’impuretés en traces dans de nombreux fluides (arrêt de mercure, NOx, produits soufrés…) Les procédés mettant en œuvre l’adsorption sont de plusieurs types selon que l’adsorbant est régénérable ou pas in situ. On parle dans ce dernier cas d’adsorption ‘’à charge perdue’’, c'est-à-dire à renouveler quand le produit est saturé en impuretés ; on utilise aussi parfois le terme de’’ lit de garde’’ pour qualifier une telle épuration. Lorsque la régénération se fait in situ, on dit que l’adsorbant suit un cycle d’adsorption qui le ramène périodiquement dans un état tel qu’il peut à nouveau recommencer une étape de séparation ou d’épuration. Les cycles d’adsorption diffèrent en premier lieu par la façon dont l’adsorbant est régénéré. Si la régénération se fait essentiellement par augmentation de la température, il s’agit d’un procédé TSA (Température Swing Adsorption = adsorption avec variation de température). Si par contre, la régénération s’effectue par baisse de la pression, il s’agit d’un procédé PSA (Pressure Swing Adsorption = adsorption à pression modulée); Il convient de noter ici que la régénération s’effectue souvent à la fois par un apport de chaleur et une baisse de pression. Nous conviendrons ici, comme c’est l’usage général, d’appeler TSA tout procédé pour lequel il y a un apport de chaleur, que cet apport soit fourni au moyen d’un gaz de régénération plus chaud que le gaz de charge –mettons d’au moins 10°C- ou par tout autre moyen du type microondes, effet Joule, échangeur de chaleur intégré…et ce quelle que soit la pression de régénération. Par opposition, une unité PSA met en œuvre exclusivement des effets de pression pour régénérer l’adsorbant, même si de façon interne adsorption et désorption des constituants provoquent des variations de température. Les PSA H2 et les PSA sécheur d’air sont les unités les plus connues et les plus caractéristiques de ce type de fonctionnement. Nous nous intéressons ici uniquement aux unités de type TSA suivant la définition précédente et en particulier à la régénération de telles unités. Plus particulièrement encore, la présente invention porte sur la réduction de la quantité de gaz qu’il faut extraire de l’unité pour éliminer les impuretés du gaz de charge. Chacun des adsorbeurs mis en œuvre dans une telle unité va donc comprendre une période d’adsorption généralement à température ambiante mais éventuellement à plus basse température, par exemple à -40°C ou à température de l’azote liquide pour certains TSA cryogénique et une période de régénération comprenant une étape de chauffage permettant de désorber les impuretés piégées au cours du cycle d’adsorption précédent. La température de chauffage va se situer par exemple dans une fourchette de 50°C à 300°C pour une adsorption à température ambiante mais peut se limiter à la température ambiante pour une épuration froide. On peut trouver également dans la littérature des TSA avec une adsorption chaude, -mettons 300°C- et une température de régénération de plus de 400°C. On peut donc trouver des unités de type TSA dans un très large domaine de température. La période de régénération peut comprendre plusieurs étapes selon le procédé TSA retenu. A titre d’exemple, pour illustrer le procédé TSA, nous avons retenu une des épurations les plus connues et ayant fait l’objet de nombreuses publications, à savoir l’épuration d’air à l’amont d’une unité de séparation d’air par cryogénie. Classiquement, un cycle de procédé TSA de purification d'air comporte les étapes suivantes: a) purification de l'air par adsorption des impuretés (eau, CO2, traces d’hydrocarbures…) 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 280°C 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 ou éventuellement avec l’air à épurer. 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 comprend les étapes de dépressurisation, chauffage, refroidissement et repressurisation citées ci-dessus. 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 (f). Dans ce cas, on peut alors représenter le cycle comme sur la FIG. 1 FIG. 1 , les lettres (a, b,…f) correspondant aux étapes décrites précédemment. Un tel cycle va permettre d’expliciter ce qu’il est courant d’appeler étape de chauffage et étape de refroidissement. Il est convenu d’appeler étape de chauffage, ici l’étape c, la période du cycle durant laquelle on envoie dans l’adsorbeur un gaz de régénération chaud ou plus généralement on fournit au système de l’énergie extérieure, par effet joule par exemple. On appelle alors étape de refroidissement, ici étape d, la période du cycle au cours de laquelle on envoie dans l’adsorbeur un gaz froid (non réchauffé) et où l’on sort la chaleur excédentaire, c'est-à-dire n’ayant pas été utilisée pour la désorption des constituants piégés dans l’adsorbant, si chaleur excédentaire il y a. Suivant le procédé TSA utilisé, chauffage et refroidissement peuvent correspondre à des situations physiques très différentes. En effet, ces étapes sont nommées uniquement d’après l’aspect thermique externe (apport ou non d’énergie calorifique au système) indépendamment de la position du front de température et de teneur en impuretés au sein du lit d’adsorbant. Pour illustrer ce propos, on peut prendre quelques cas extrêmes. On peut prolonger l’étape de chauffage effectuée par circulation de gaz chaud jusqu’à obtenir en sortie la température d’entrée du gaz aux déperditions thermiques près. Tout l’adsorbant contenu est chaud et les impuretés ont été évacuées. Si par contre l’on chauffe au moyen de résistances électriques noyées dans l’adsorbant avec circulation d’un très faible débit de gaz destiné à faciliter le transfert thermique, on peut se retrouver avec un adsorbant chaud, des impuretés désorbées du fait de la température élevée mais encore présentes sous forme de gaz interstitiel dans l’adsorbeur. Dans ces deux derniers cas, on amène au système l’énergie nécessaire à la fois à la désorption des impuretés et au chauffage complet de tout l’adsorbant. A l’opposé, dans les systèmes les plus élaborés, on coupe le chauffage dès lors que la quantité de chaleur strictement nécessaire pour désorber les impuretés a été introduite dans l’adsorbeur. Une partie de l’adsorbant, du côté opposé à l’entrée du gaz chaud, reste en basse température à la fin du chauffage. Pendant l’étape d dite de refroidissement, le gaz de régénération que l’on introduit à présent à température ambiante pousse le front de chaleur présent dans l’adsorbeur et de la sorte contribue à chauffer l’adsorbant qui se trouve vers l’extrémité opposée. Si l’on a introduit strictement la quantité de chaleur nécessaire à la désorption, il n’y a pas de pic de température en sortie. L’étape de refroidissement a en fait consisté à pousser le front de chaleur vers l’extrémité opposé du lit d’adsorbant et à purger les impuretés. En pratique, il peut être intéressant, même dans le cas d’une optimisation, d’introduire pendant la phase de chauffage, un petit excédent de chaleur par rapport à la quantité strictement nécessaire pour désorber les impuretés afin d’observer un début d’augmentation de température en sortie du lit garant d’une régénération terminée. Dans ce cas, la dernière partie de cette phase sert presque exclusivement au refroidissement de l’adsorbant en entrée de lit (entrée côté gaz de charge, la régénération étant supposée se faire à contre-courant). Ce type de régénération élaborée qui nécessite de contrôler bon nombre de paramètres (débits, pressions, température, quantité d’impuretés…) pour fonctionner correctement n’est généralement utilisé que pour des épurations de grosse taille, comme par exemple sur les épurations en tête devant les unités de séparation d’air produisant plus de 1000 tonnes d’oxygène par jour. Un procédé intermédiaire consiste à interrompre le chauffage dès qu’on détecte une montée en température en sortie d’adsorbeur. Cela signifie généralement que la quasi-totalité des impuretés ont été extraites de l’adsorbant. L’étape de refroidissement consiste alors à sortir le front de chaleur excédentaire. De ces quelques exemples, il ressort que les impuretés peuvent être purgées de l’adsorbeur au cours du chauffage, du refroidissement ou en partie au cours de chacune de ces deux étapes. De façon générale, la teneur en impuretés dans le gaz de régénération passe par un pic ou un plateau de composition nettement supérieure à celle du gaz de charge puis décroît jusqu’à la fin de l’étape pour atteindre une teneur résiduelle qui va dépendre de l’ensemble du procédé. On peut dire dès à présent que dans le principe de l’invention, on s’attache plus au profil d’impuretés qu’à la thermique proprement dite et que l’on va parler de purge ou élution pour caractériser le moment où les impuretés, poussées par un gaz de régénération, sortent de l’adsorbeur. Comme on l’a expliqué, ce moment peut aussi bien correspondre à l’étape classique de chauffage et/ou de refroidissement. Dans le cas de l’épuration d’air, on a vu que l’on utilisait pour régénérer un résiduaire généralement disponible en grande quantité et exempt de toute impureté. L’optimisation de la régénération va porter essentiellement dans ce cas précis sur la dépense énergétique et les investissements associée (réchauffeur…). Si l’on veut limiter pour une raison quelconque le débit de régénération, par exemple parce qu’il n’est disponible seulement qu’en quantité limitée, ou qu’il est valorisé par ailleurs et a donc un coût non négligeable ou que l’on doit utiliser une partie du gaz que l’on vient d’épurer qui vient alors en déduction de la production, on dispose en plus de la simple optimisation de la quantité de chaleur, d’un certain nombre de moyens connus de l’Homme de l’Art. Concernant le chauffage, on peut citer de façon non exhaustive : - Adoption d’une température de régénération plus élevée, dans les limites permises par le procédé en fonction de l’adsorbant (risques de vieillissement, désactivation…) et des impuretés (cokéfaction, polymérisation…) - Sortie intermédiaire du gaz de régénération avec mise en œuvre d’un second réchauffeur, permettant ainsi avec un même fluide en circulation d’apporter plus de chaleur à l’adsorbant - Réchauffeur intégré dans l’adsorbant, chauffage par effet Joule, micro-ondes…La chaleur étant alors apportée in-situ, le gaz de régénération sert alors à la transférer à l’adsorbant et à évacuer les impuretés. - Isolation poussée des adsorbeurs et tuyauteries (isolation par double lame de gaz…) Concernant le refroidissement : - Optimisation dans tous les cas évoqués plus haut, des moyens de chauffage pour apporter juste la chaleur nécessaire à la désorption des impuretés. - Sortie intermédiaire allant vers un réfrigérant permettant d’utiliser le fluide ainsi refroidi dans la seconde zone de l’adsorbeur. Ainsi qu’indiqué précédemment, les impuretés sont généralement désorbées et évacuées à la fois pendant l’étape de chauffage proprement dite (réchauffeur en service) et pendant l’étape de refroidissement. Dans le cas général, c'est-à-dire dès lors que pendant la phase de chauffage on entre plus de chaleur que strictement nécessaire, la partie élution (évacuation des impuretés) se termine en pratique avant que l’adsorbant ne soit totalement refroidi. Il est possible dans un certain nombre de cas, d’arrêter la phase de refroidissement à ce moment-là, diminuant substantiellement les besoins de gaz de régénération. Une fraction de l’adsorbant est encore chaude et il convient éventuellement de gérer d’une façon ou d’une autre ce point. Un cas favorable se présente lorsque pendant la phase d’adsorption, le front de chaleur se déplace plus vite que le front de matière, c'est-à-dire d’impureté. C’est le gaz de charge lui-même, épuré dans la zone d’entrée, même si elle est encore partiellement chaude, qui refroidit l’adsorbant encore chaud. Il existe plusieurs variantes pour mettre en place cette idée en fonction des conditions opératoires du procédé TSA en question (refroidissement à co-courant de l’adsorption pour refroidir préférentiellement la zone d’entrée), ajout d’une courte étape de refroidissement partiel à co-courant de la zone d’entrée de l’adsorbeur pour faciliter l’arrêt des impuretés lors du passage en adsorption. Dès lors que le gaz issu de l’adsorbeur pendant cette étape d’adsorption/refroidissement est conforme à la spécification du produit, on parle généralement d’étape d’adsorption dans ce cas pour caractériser ce procédé, la partie refroidissement étant alors secondaire. Cela signifie en pratique que l’on peut mettre en œuvre des cycles TSA sans véritable étape de refroidissement. On a alors une succession d’étapes d’adsorption (et de refroidissement automatiquement associé) et de chauffage (et purge des impuretés). Suivant le procédé aval au TSA, il conviendra de mettre un réfrigérant sur le gaz épuré qui pourra alors sortir chaud durant une partie de l’étape d’adsorption. Dans un autre ordre d’idée, il a été proposé dans la littérature pour réduire la quantité de gaz de régénération, des adsorbeurs/échangeurs. L’adsorbant est au contact immédiat d’une paroi qui est successivement chauffée et refroidie par un ou des fluides extérieurs. L’adsorbeur peut ainsi être du type échangeur tubulaire ou échangeur à passages parallèles. Le gaz de régénération ne sert alors qu’au transport thermique local et à évacuer les produits désorbés (effet élution). Une majorité des solutions décrites ci-dessus pour minimiser le gaz de régénération implique des équipements supplémentaires (réchauffeur, réfrigérant additionnel…) mais est surtout complexe à mettre en œuvre (sortie et entrée intermédiaires dans un adsorbeur avec les problèmes de distribution gazeuse correspondant). D’autres moyens plus simples ont donc été imaginés. Le plus courant consiste à utiliser le même fluide pour d’abord refroidir un adsorbeur préalablement chauffé, puis en sortie de cet adsorbeur pour chauffer un autre adsorbeur qui entame son étape de régénération. Dans le cas où l’on régénère avec une fraction de la production, on obtient le schéma de principe de la FIG. 2 , qui nécessite cependant au moins trois adsorbeurs. le gaz de charge 1 traverse l’adsorbeur 5 et en sort épuré 2. Une fraction 3 du gaz épuré 2 est utilisée comme gaz de régénération et refroidit d’abord l’adsorbeur 7, dont on a extrait précédemment les impuretés, afin qu’il puisse recommencer un cycle d’adsorption, puis après avoir été chauffée dans l’échangeur 8, cette même fraction 3 désorbe les impuretés contenues dans l’adsorbeur 6 et est enfin évacuée de l’unité en tant que gaz de purge 4. Ainsi chaque adsorbeur de l’unité passe successivement par les étapes d’adsorption, chauffage et refroidissement. On pourrait éventuellement coupler cette solution avec les méthodes citées précédemment, par exemple avec un réfrigérant et un réchauffeur intermédiaire au prix d’une complexification de l’unité non représentée sur le schéma. Un cas particulièrement intéressant correspond au cas où les impuretés sont condensables ou du moins très faciles à extraire du gaz de régénération car présentes au moins temporairement en grande quantité dans un débit de gaz beaucoup plus faible que celui du gaz de charge. On les extrait alors du gaz de régénération que l’on recycle intégralement dans le gaz de charge ou dans la production en fonction de la teneur résiduelle en impuretés dans ce gaz. Il n’y a alors aucune perte en gaz produit. Prenons comme exemple, pour illustrer ce procédé le séchage de CO2 dont le schéma est représenté sur la FIG. 3 . Le gaz de charge 1 constitué de CO2 saturé en eau est séché dans un premier adsorbeur 10 jusqu’à obtenir un flux 2 ne contenant plus que quelques ppm d’H2O afin d’éviter tout risques de gel dans les unités aval que ce soit un simple circuit de distribution de CO2 gazeux ou un liquéfacteur. On utilise une fraction 3 d’environ 10% du CO2 ainsi séché 2 pour effectuer le chauffage puis le refroidissement du second adsorbeur 11. Un réfrigérant 12 et un séparateur d’eau liquide 13 permettent d’obtenir un gaz qui est au plus saturé en eau. Ce fluide 9 est injecté dans le gaz de charge de l’adsorbeur 10 en cours de phase d’adsorption qui va donc devoir traiter de la sorte de l’ordre de 110% du gaz de charge nominal. La recirculation du fluide de régénération 9 est assurée en pratique par le compresseur de gaz de charge 14 qui comprime le CO2 de la pression atmosphérique à une pression de l’ordre de 10 bar abs et qui lui aussi devra être dimensionné pour 110% du débit de gaz de charge. Après compression, un réfrigérant à eau et un pot séparateur sont généralement présents (non représentés). En pratique, ce type de boucle sans perte de gaz, ou avec une perte minime peut s’utiliser dès lors que l’on dispose d’un procédé peu coûteux pour ramener le taux d’impureté du circuit de régénération - dans lequel il est momentanément beaucoup plus élevé- à une valeur proche de celle du circuit du gaz de charge. Ce procédé permettant d’extraire une fraction des impuretés du gaz de régénération peut consister en un refroidissement/ condensation comme dans l’exemple, en une unité de perméation, de réaction catalytique ou combustion, d’absorption ou même d’adsorption. On voit que l’on traite dans une telle unité un débit généralement de 5 à 20 fois plus faible que le débit nominal de gaz de charge avec des conditions plus favorable concernant l’arrêt des impuretés liées aux teneurs entrée/ sortie respectives entre l’épuration annexe et l’épuration TSA (par exemple de 20 à 1% pour l’épuration annexe au lieu de 1% à 1ppm pour le TSA). On notera qu’à l’équilibre, c’est à dire une fois que les bilans matière du TSA sont stabilisés – ce qui peut prendre quelques cycles-, toutes les impuretés contenues dans le gaz de charge sont éliminées par l’épuration annexe. Un cas voisin du cas que l’on vient de décrire correspond au cas où l’unité annexe au TSA dans laquelle on arrête les impuretés précédemment contenues dans le gaz de charge permet d’obtenir directement un gaz répondant à la spécification de pureté requise pour la production. Un tel procédé peut être utilisé par exemple si le dimensionnement de l’unité annexe dépend essentiellement du débit qui la traverse et non de la quantité d’impuretés à enlever. Cela peut être le cas de certains lavages (absorption) ou d’adsorptions particulières. La FIG. 4 représente schématiquement l’enlèvement de mercure dans le gaz de charge 1 qui est du Gaz Naturel. Le mercure est arrêté de façon réversible dans l’adsorbeur 10 pendant qu’une petite fraction 3 du gaz épuré 2 est utilisé pour désorber ce constituant de l’adsorbeur 11 en cours de régénération. Le gaz chargé de mercure 15 après avoir généralement été refroidi dans un réfrigérant non représenté est alors totalement débarrassé de cette impureté, de façon cette fois irréversible, dans un autre adsorbeur 16 dont la dimension est inférieure d’au moins un ordre de grandeur à une même épuration qui serait placée sur le flux principal 1 de gaz naturel. Le flux épuré 17 peut alors être mélangé au flux épuré principal 2. Un surpresseur ou même une vanne (non représentés) peuvent être utilisés pour assurer la circulation du flux de régénération. Il est en effet possible dans un certain nombre de cas favorables dont on va donner un exemple d’utiliser un cycle simple et d’éviter la mise en œuvre d’un circulateur (ventilateur, blower, surpresseur…) dès lors qu’il est possible de régénérer avec une fraction du gaz de charge et qu’on accepte une perte de charge supplémentaire entre gaz de charge et production. Certains traitements de Gaz Naturel (GN) destinés à retirer une partie de l’eau et des hydrocarbures lourds, tel le benzène ou des huiles, mettent en œuvre un tel procédé. Les schémas des figures 5 et 6 correspondent à une telle solution. Pour mémoire, on retrouve ces configurations dans un livret de GRACE DAVIDSON CHEMICAL des années 1950, intitulé « Natural gas conditioning through adsorption technology » par les auteurs J.M. Campbell et W.P.Cummings. La FIG. 5 est un cycle pouvant fonctionner avec seulement deux adsorbeurs 20 et 21. L’essentiel du gaz de charge 1, environ 80%, est directement dirigé vers l’adsorbeur en étape d’adsorption alors que la fraction restante 25 va servir de gaz de régénération. Pendant l’étape de chauffage, cette fraction 25 traverse l’échangeur 22 puis l’adsorbeur 21 dont il extrait les impuretés adsorbées précédemment. En sortie, ce flux est refroidi dans le réfrigérant 24 duquel sont évacuées les impuretés sous forme du condensat 26. Le flux 27 ainsi déballasté est injecté dans le gaz de charge. La vanne 28 a pour objet de créer la perte de charge nécessaire sur le gaz de charge pour permettre la circulation du flux 25,27. En pratique, c’est cette vanne qui est utilisée pour régler le débit de régénération 25,27. Plus cette vanne est fermée, plus le débit de régénération augmente. La FIG. 6 est un cycle fonctionnant selon le même principe avec trois adsorbeurs 20,21,22, l’adsorbeur 22 étant en refroidissement pendant que l’adsorbeur 21 est en chauffage. Un tel arrangement permet de diminuer la fraction du gaz de charge nécessaire à la régénération ou à raccourcir la durée des étapes et par là d’utiliser des adsorbeurs plus petits. Il convient de noter à nouveau que ces procédés permettent de régénérer sans perte de gaz de charge ou de production car on est dans le cas particulier où toutes les impuretés sont facilement condensables. Malheureusement, ces derniers systèmes ne sont évidemment pas appropriés dès lors qu’une impureté au moins ne peut pas être facilement éliminée du gaz de régénération. A titre d’exemple, on peut supposer qu’il faille retirer d’un gaz naturel non seulement l’eau, les hydrocarbures lourds tels que des C6+ (alcanes, aromatiques…) mais aussi de l’H2S ou du CO2. Il convient de purger ces derniers constituants du système à l’aide d’un gaz issu du procédé sous peine de les voir s’accumuler dans l’adsorbeur puis de sortir avec la production. Ceci va entraîner automatiquement la perte de molécules valorisables, ici du méthane à priori. A noter qu’à côté de la diminution du débit de régénération, il peut être intéressant pour diminuer les pertes en constituant valorisable de chasser celui-ci de l’adsorbeur que l’on va régénérer. Il existe plusieurs techniques connues de l’Homme du Métier pour obtenir ce résultat comme saturer l’adsorbeur en introduisant volontairement un surplus d’impuretés après l’étape d’adsorption-production (on parle parfois de rinçage) et en recyclant dans l’unité le gaz produit au cours de cette étape additionnelle ou utiliser deux adsorbeurs en série afin de ne régénérer à chaque fois que l’adsorbeur totalement saturé. Ce type d’arrangement peut être introduit dans de nombreux procédés comme amélioration éventuelle mais complexifie le cycle. Le procédé selon l’invention est destiné à améliorer les solutions existantes dès lors que l’on veut diminuer la quantité de gaz de purge que l’on doit nécessairement extraire de l’unité TSA pour éliminer les impuretés du gaz de charge. Il s’agit donc de cas dans lesquels on ne met pas en œuvre, au sein du procédé de purification, une épuration auxiliaire sur le gaz de régénération pour réaliser cette élimination mais au contraire dans lesquels la totalité des impuretés à enlever doivent se retrouver dans le gaz de purge extrait du TSA. Il convient de noter ici que dans l’hypothèse où il y aurait simultanément certaines des impuretés faciles à extraire du gaz de régénération car condensables à température ambiante par exemple, et au contraire d’autres très difficiles à séparer, il peut être intéressant de mettre en œuvre deux systèmes TSA en série, le premier destiné à arrêter les impuretés du premier type (par exemple eau et hydrocarbures lourds du GN) et le second les impuretés moins adsorbables. Dans le cas où il est nécessaire de purger les impuretés dans un flux contenant des constituants valorisables, un des moyens utilisés pour diminuer la quantité de gaz de régénération est d’effectuer le chauffage en boucle fermée ou quasi-fermée. La FIG. 7 illustre un tel procédé. Le gaz 31 sortant de l’adsorbeur 30 en cours de chauffage est introduit dans le compresseur ou circulateur 32 préférentiellement de type ventilateur, blower, surpresseur centrifuge et après être chauffé dans l’échangeur 33 est réinjecté à l’entrée de l’adsorbeur 30. Le compresseur 32 est destiné à vaincre les pertes de charge du circuit et à assurer le débit adéquat de gaz. Un réfrigérant 34 peut éventuellement être placé en amont du compresseur pour refroidir le gaz sortant de l’adsorbeur et le ramener à une température compatible avec les équipements. La chaleur extraite au niveau de ce réfrigérant 34 peut alors être introduite à nouveau dans le gaz en sortie du compresseur au moyen d’un échangeur économiseur non représenté sur le schéma. Il est généralement prévu une sortie 35 sur la boucle pour éliminer le surplus de gaz provoqué par le chauffage (désorption, dilatation...). Une entrée 36 de gaz (gaz de charge, de gaz épuré, gaz disponible extérieur à l’unité…) est également éventuellement prévue pour faire par exemple un apport initial en gaz. Le chauffage peut s’effectuer en haute pression ou après dépressurisation complète ou partielle de l’adsorbeur. Il est classique de maintenir la pression de la boucle au moyen d’un déverseur 37 qui permet d’extraire automatiquement le surplus de gaz, dont une fraction des impuretés. Un tel chauffage peut se faire selon différentes sous-étapes, par exemple à des niveaux croissant de température pour éviter le cokage de certains composés adsorbés. La circulation du gaz peut se faire à co-courant (dans le même sens que l’adsorption) ou à contre-courant. On peut chauffer l’adsorbant en totalité, c'est-à-dire continuer le chauffage jusqu’à ce que la température en sortie se rapproche de la température d’entrée ou au contraire n’introduire dans l’adsorbeur qu’une quantité de chaleur déterminée, par exemple juste la chaleur nécessaire à la désorption des impuretés et à la compensation des pertes thermiques, la température de sortie pouvant alors être sensiblement inférieure à la température d’entrée. On notera que suivant le cas retenu, l’adsorbeur peut contenir de façon homogène les impuretés entre son entrée et sa sortie ou au contraire que ces dernières sont essentiellement localisées dans une zone encore froide en sortie dudit adsorbeur. C’est seulement l’optimisation du cycle complet, avec la purge des impuretés et le refroidissement total ou partiel de l’adsorbeur qui permet de retenir la meilleure solution en fonction des impératifs du procédé. Basé en partie sur ce principe de chauffage en boucle, des schémas ont été développés en particulier par l’Industrie du traitement de gaz Naturel pour des unités de décarbonatation de taille importante. Ces schémas ne font probablement pas tous l’objet de brevets mais sont généralement connus de l’Homme du Métier et constituent à nos yeux l’Art Antérieur le plus proche de la solution préconisée dans ce document. Le procédé en question consiste de façon générale à enchaîner les étapes d’adsorption à la haute pression 1, de dépressurisation 2, de chauffage en boucle 3, de Purge et Refroidissement 4 par du gaz épuré avec élimination du gaz en sortie chargé en impuretés jusqu’à l’obtention de la qualité requise et de la température adéquate et enfin de repressurisation 5 avec éventuellement du gaz de dépressurisation 5.1 issu de l’étape 2 et du gaz de charge et/ou du gaz épuré 5.2. Le nombre d’adsorbeurs à mettre en œuvre, l’arrangement des étapes va dépendre des conditions technico-économiques du projet. Les Figures 8, 9, 10 montrent une série de diagrammes illustrant de façon non exhaustive quelques possibilités de réaliser un tel schéma : le diagramme de la FIG. 8 avec 2 adsorbeurs, celui de la FIG. 9 avec 4 adsorbeurs, enfin celui de la FIG. 10 selon le même principe que la FIG. 9 mais avec 6 adsorbeurs dont 3 en adsorption traitant chacun 1/3 du débit. Le refroidissement étant souvent le point dimensionnant de l’étape de Purge et Refroidissement, c'est-à-dire que la purge des impuretés est terminée et que la teneur résiduelle en lesdites impuretés serait acceptable alors qu’une fraction de l’adsorbant est encore chaude, le cycle précédent peut être amélioré afin de diminuer les pertes en composés valorisables. Ce dernier cycle qui est probablement le plus performant des cycles actuels connus de l’Homme du Métier va être maintenant décrit dans le cadre d’un exemple relatif également au traitement de gaz naturel. Il va s’agir d’enlever les 2 à 3% de CO2 contenus dans un gaz naturel pour produire un fluide n’en contenant plus que quelques dizaines de ppm. L’unité TSA comprend alors trois adsorbeurs comme schématisé sur la FIG. 11 : - Le premier 40 en phase d’adsorption épure le gaz de charge 1 et assure la production 2 à la spécification requise en CO2 - Le second est en phase de chauffage 41 via une boucle de recirculation du type de celle décrite précédemment - Le troisième 42 est en phase de purge et refroidissement au moyen d’une fraction 3 du gaz épuré2 issu de l’adsorbeur 40 et le gaz chargé en impuretés 43 est extrait de l’unité durant cette phase jusqu’à l’obtention d’une teneur en impuretés compatible avec la spécification de pureté de la production. A partir de ce moment, le gaz 44 extrait de l’adsorbeur 42 est retourné dans la production, après avoir été éventuellement refroidi dans un réfrigérant 45. Une vanne 46 sur le circuit de production entre les points de prélèvement 47 et de ré injection 48 permet une circulation adéquate des fluides. Le principe de base d’un tel cycle est que l’on fractionne l’étape de purge et refroidissement en deux sous étapes, l’une essentiellement destinée à éliminer de l’adsorbeur la totalité des impuretés et l’autre à terminer le refroidissement. Ce principe peut être appliqué avec de nombreuses variantes quant au nombre d’adsorbeurs et/ou à l’arrangement des étapes. Comme dans des cycles évoqués plus haut, on peut aussi introduire des étapes de dépressurisation et repressurisation afin d’effectuer le chauffage et la purge avec extraction du gaz en basse ou moyenne pression. Un tel procédé TSA avec recyclage partiel du gaz de purge dans la production limite généralement la perte en constituants valorisables à environ 10% du débit de gaz de charge – ce pourcentage étant évidemment variable selon les conditions opératoires - mais une telle perte même réduite peut s’avérer difficilement acceptable dans un certain nombre de cas de forte valorisation du gaz de charge ou si le traitement du gaz de purge chargé en impuretés est très coûteux car soumis par exemple à des impératifs de nature environnementale. La forte valorisation du gaz de charge peut venir de la nature même du gaz (rareté tel le Xénon, l’hélium…, coût de production tel le monoxyde de carbone ou l’hydrogène au moyen d’unités complexes ou consommatrices d’énergie et/ou de matière première) ou des traitements amont coûteux (épuration, transport…). Dans un cas pareil, il existe donc un réel intérêt à développer un procédé de type TSA qui minimise encore plus les pertes lors de la régénération que le cycle décrit ci-dessus que l’on considère comme le plus performant connu de l’Homme du métier. Plus précisément, le problème se pose essentiellement comme on l’a vu, lorsqu’il s’agit d’une impureté difficile voire impossible à extraire, économiquement au moins, du gaz de régénération (impureté non condensable par exemple) et qui doit donc être purgée au moyen d’un gaz issu de l’unité. Une solution selon l’invention consiste alors à mettre en œuvre un procédé d’épuration d’un gaz de charge en au moins un de ses constituants par adsorption au moyen d’une unité TSA, avec production d’un gaz produit épuré et extraction d’une partie du gaz produit épuré, appelée flux de production, hors de l’unité TSA , l’unité TSA fonctionnant selon un cycle comprenant au moins une étape d’adsorption à une pression haute du cycle, une étape de chauffage en boucle mettant en œuvre une machine permettant de faire circuler un gaz caloporteur en boucle et une étape d’élution-refroidissement, caractérisé en ce que ladite étape d’élution-refroidissement comprend au moins les deux sous-étapes suivantes : - Une première sous-étape d’élution-refroidissement avec, en sortie d’adsorbeur, extraction d’un gaz de purge hors de l’unité TSA tant que la teneur en impureté dans ledit gaz de purge reste supérieure à un seuil prédéterminé, - Une deuxième sous-étape d’élution-refroidissement par du gaz produit épuré, avec recyclage du gaz de purge en sortie d’adsorbeur vers au moins un autre adsorbeur en étape d’adsorption, la teneur en impureté dans ledit gaz recyclé étant alors inférieure au seuil prédéterminé. Selon une variante, l’étape d’élution refroidissement comprend une sous-étape supplémentaire venant après les première et deuxième sous-étapes, ladite sous-étape supplémentaire étant une élution-refroidissement par du gaz produit épuré, avec recyclage du gaz de purge en sortie d’adsorbeur directement dans le flux de production, dès lors que la teneur en impureté obtenue après mélange dudit gaz de purge avec le flux de production est conforme à une spécification de pureté donnée. Selon une variante, l’étape d’élution-refroidissement d’un adsorbeur sortant de l’étape de chauffage en boucle s’effectue par du gaz produit épuré qui a traversé préalablement un autre adsorbeur déjà élué et partiellement refroidi au cours d’une précédente étape d’élution-refroidissement, en particulier afin d’achever le refroidissement dudit autre adsorbeur, le gaz de purge en sortie dudit adsorbeur sortant de l’étape de chauffage en boucle et en étape d’élution-refroidissement étant extrait hors de l’unité TSA au cours de la première sous-étape, les gaz de purge étant recyclé au cours de la deuxième sous-étape vers au moins un autre adsorbeur en étape d’adsorption, dès lors que la teneur en impureté dudit gaz de purge devient inférieure au seuil prédéterminé, et ledit gaz de purge est éventuellement introduit dans le flux de production dès lors que la teneur en impureté obtenue après mélange dudit gaz de purge avec le flux de production est conforme à ladite spécification de pureté. Selon une variante, le recyclage du gaz de purge vers au moins un autre adsorbeur en étape d’adsorption s’effectue au moyen d’un surpresseur, ledit surpresseur pouvant éventuellement être utilisé à un autre moment du cycle pour la circulation du gaz caloporteur en boucle en tant que ladite machine. Selon une variante, le cycle comprend en outre au moins une étape de dépressurisation, en particulier en basse ou moyenne pression, située dans le cycle avant la première sous-étape d’élution-refroidissement le cycle comprenant en outre au moins une étape de repressurisation avant la deuxième sous-étape d’élution-refroidissement, l’étape de dépressurisation pouvant se faire après le chauffage en boucle, avant ce chauffage ou éventuellement au cours du chauffage. Selon une variante, les impuretés présentes dans le gaz de charge pouvant détériorer un adsorbant de l’unité TSA ou du moins diminuer sa capacité d’adsorption de façon irréversible, impuretés telles que des hydrocarbures lourds, les composés acides ou l’eau, sont arrêtées dans un prétraitement à l’amont de l’unité TSA, le gaz de purge extrait de l’unité TSA pouvant éventuellement être utilisé pour ledit prétraitement, par exemple comme gaz de régénération. Selon une variante, le gaz de charge est préférentiellement du gaz naturel ou du biogaz ou plus généralement comprend plus de 50% mole d’hydrocarbures, majoritairement du méthane. Selon une variante, le gaz de charge est à plus de 50% mole un gaz ou un mélange de gaz appartenant au groupe formé par l’hydrogène, le monoxyde de carbone, l’azote, les gaz rares, en particulier l’hélium, le xénon ou l’argon. Selon une variante, ledit constituant en lequel le gaz de charge est à épurer comprend du dioxyde de carbone et/ou du sulfure d’hydrogène. L’invention a aussi pour objet une unité d’épuration TSA comprenant un module de commande de ladite unité, le module de commande étant configuré pour mettre en œuvre le procédé tel que décrit précédemment. Selon une variante, la teneur du gaz produit est déterminée par analyse, préférentiellement avant et après le point d’injection du gaz de purge et le résultat des dites analyse intervient dans le contrôle-commande du cycle du TSA, en particulier pour gérer les différentes étapes d’élution-refroidissement. Selon une variante, l’unité TSA comporte deux adsorbeurs en étape d’adsorption A1, A2, ce au moins pendant la durée de l’étape de recyclage du gaz de purge, les deux adsorbeurs fonctionnant alors respectivement à des pressions HP1 et HP2 légèrement différentes, avec HP1>HP2, ces pressions étant telles que le gaz épuré sortant de l’adsorbeur A1 soit à une pression suffisante pour compenser les pertes de charge liées à la sous-étape d’élution-refroidissement correspondant audit recyclage et pour être injecté en entrée de l’adsorbeur A2 afin d’être épuré à travers celui-ci, de telles circulation de fluides n’étant assurées que par la création de pertes de charge provoquée par des restrictions de section de passage dans les tuyauteries, préférentiellement par des vannes, lesdites pertes de charge étant alors préférentiellement inférieures à 1 bar. Selon une variante, lesdites pertes de charge provoquées par des restrictions de section de passage dans les tuyauteries, préférentiellement par des vannes, sont situées sur les tubulures d’alimentation en gaz de charge en entrée des adsorbeurs et/ou sur les tubulures du gaz épuré en sortie des adsorbeurs, la modification cyclique des pourcentages d’ouverture de ces vannes permettant alors d’effectuer le cycle retenu. Selon une variante, le gaz issu de la dépressurisation d’un adsorbeur ayant terminé l’étape d’adsorption est utilisé soit pour repressuriser partiellement un adsorbeur qui va passer en sous-étape d’élution-refroidissement par du gaz produit épuré avec recyclage du gaz en sortie d’adsorbeur vers l’unité TSA, soit comme gaz d’élution d’un adsorbeur en sous-étape d’élution-refroidissement avec extraction du gaz en sortie d’adsorbeur hors de l’unité TSA. Selon une variante, outre éventuellement du gaz issu d’une dépressurisation, le gaz traversant l’adsorbeur en sous-étape d’élution-refroidissement avec extraction du gaz de purge en sortie d’adsorbeur hors de l’unité TSA est du gaz de charge, du gaz produit épuré ou un gaz extérieur à l’unité TSA compatible avec le procédé qui sera alors généralement purgé des circuits avant le passage à la sous-étape avec recyclage. Selon une variante, le gaz de charge de l’unité TSA est préalablement épuré, au moins partiellement, en H2O, NH3, alcools, hydrocarbures supérieurs à C3, mercure, composés soufrés et/ou en composés organiques volatils dans un ou des prétraitements adéquats. Selon une variante, un flux issu de l’unité TSA faisant l’objet de l’invention est utilisé dans au moins un desdits prétraitements, préférentiellement le flux extrait de l’unité TSA chargé en impureté. Selon une variante, la pression à laquelle est extraite de l’unité la fraction du gaz de purge contenant l’impureté est soit choisie librement de façon à optimiser le procédé si cette fraction est ensuite destinée à être envoyée à la torche, soit est imposée par l’utilisation qui en est faite, par exemple cette pression pourra être au minimum autour de 5 bars abs si elle est injectée dans un réseau fuel-gas. La solution proposée ne tend pas à réduire la quantité de gaz servant en régénération elle-même mais à minimiser la fraction de ce gaz qui va devoir être extraite de l’unité TSA comme gaz de purge pour éliminer de celle-ci les impuretés contenues dans le gaz de charge. A cette fin, le cycle retenu comprend au moins une étape d’adsorption à haute pression, et une étape de régénération comportant elle-même une étape de chauffage en boucle mettant en œuvre une machine permettant de faire circuler le gaz caloporteur suivie d’une étape d’élution-refroidissement, qui comprend au moins les deux sous-étapes suivantes dans l’ordre cité ci-dessous : - sous-étape d’élution-refroidissement avec extraction du gaz de purge en sortie d’adsorbeur hors de l’unité TSA tant que la teneur en impureté dans ledit gaz reste supérieure à un seuil X1 prédéterminé, - sous-étape d’élution-refroidissement par du gaz produit épuré, avec recyclage du gaz en sortie d’adsorbeur vers l’unité TSA, et en particulier vers un adsorbeur en étape d’adsorption, la teneur en impureté dans ledit gaz étant alors inférieure au seuil X1 prédéterminé. Ainsi, seul le gaz relatif à la première de ces sous-étapes va être perdu et va déterminer le rendement d’extraction du TSA en les composés valorisables. Il convient ici de préciser ce que l’on entend par ‘’élution-refroidissement’’ dans le contexte de l’invention. Ce terme correspond à l’étape - ainsi qu’aux deux ou trois sous-étapes qui la composent- qui se déroule après le chauffage en boucle et qui a pour double but d’éliminer les impuretés de l’adsorbeur et de refroidir suffisamment ce même adsorbeur pour lui permettre ensuite de recommencer une étape d’adsorption. Cette étape consiste donc à faire traverser l’adsorbeur qui vient d’être chauffé, par un gaz à température ambiante qui va commencer le refroidissement de l’adsorbant. On rappelle que pendant le refroidissement, le gaz va pousser devant lui le front de chaleur et éventuellement chauffer la partie de l’adsorbant logé à une extrémité qui se trouve encore à température ambiante ou à une température intermédiaire. Simultanément, le gaz en circulation va entraîner avec lui les impuretés qui ont été désorbées précédemment à la fois par effet piston pour celles se trouvant dans les volumes morts et les espaces inter particulaires et par élution pour celles se trouvant dans les pores de l’adsorbant. Les termes de « chauffage » et « refroidissement » sont donc relatifs et s’il est nécessaire d’être plus précis, il convient de définir l’état de l’adsorbeur, en particulier où se trouve le front de température. En pratique, l’« élution-refroidissement » correspond aux sous-étapes durant lesquelles un adsorbeur préalablement chauffé en boucle, totalement ou partiellement, va être traversé par un flux gazeux, avec une température d’entrée qui peut varier au cours du temps si besoin, dans le double but de purger les impuretés et/ puis de refroidir l’adsorbant. On appelle gaz de purge, le flux plus ou moins chargé en impureté et plus ou moins chaud qui sort de l’adsorbeur en étape d’élution-refroidissement. C’est ce flux qui au cours du cycle va être extrait de l’unité TSA, puis recyclé à l’entrée d’un adsorbeur en étape d’adsorption puis éventuellement recyclé dans la production. La nouveauté qu’apporte l’invention est qu’une fraction du gaz de purge initialement prélevée sur la production et contenant des impuretés n’est plus extraite de l’unité mais est réintroduite avec les impuretés qu’elle contient dans un adsorbeur du TSA en phase d’adsorption pour être elle-même épurée dans cette même unité. Une conséquence négative de ce recyclage est que le volume d’adsorbant nécessaire pour arrêter les impuretés va augmenter. A titre d’exemple, au lieu de traiter un débit 100 de gaz de charge (débit normalisé) contenant 2% mole de CO2, on va devoir traiter ce même débit plus en moyenne un débit de 10 contenant par exemple 3% de CO2, c'est-à-dire 110 à une teneur en CO2 voisine en moyenne de 2.1% mole. Bien que l’adsorbeur soit un peu plus gros et contienne plus de CO2, la quantité de gaz que l’on va devoir extraire de l’unité et donc perdre est plus faible dans ce cas que dans le cas de base. Ainsi, moyennant un léger surdimensionnement, on va pouvoir augmenter le rendement d’extraction dans les composés valorisables de façon sensible. Des simulations de divers cas de fonctionnement confirment le gain économique lié à l’invention mais il est possible sans faire de bilans complexes de comprendre les mécanismes favorables liés à l’invention en jeu si l’on note : - Que d’une part, la quantité globale d’impuretés à extraire du système reste inchangée malgré le recyclage d’une partie de ces dernières. En effet, si on imagine un bilan matière global de l’unité TSA englobant le recyclage avec comme entrée dans ce système élargi le seul gaz de charge et comme sortie la production (gaz épuré) et le gaz de purge extrait de l’unité, ce dernier quel que soit le cas ne contient que les impuretés apportées par le gaz de charge. La FIG. 8 qui va être décrite ci-dessous permet de visualiser simplement ce constat. Tout se passe comme si les impuretés réinjectées dans l’adsorbeur tournaient en rond sans effet sur le bilan matière global. Il convient de noter que quelques cycles au démarrage de l’unité peuvent être nécessaires pour en arriver à cet état d’équilibre. - Que d’autre part, cette même quantité d’impuretés, est extraite de la seule la fraction initiale du gaz d’élution, fraction dans laquelle elle va se trouver avec une teneur sensiblement plus élevée que dans le cas de base où on extrait la totalité ou la quasi-totalité de ce gaz. - Que plus la teneur en impuretés est élevée dans le gaz de purge, moins il faut de ce gaz valorisable par ailleurs pour les extraire. La teneur moyenne en impuretés dans le gaz extrait vers l’extérieur de l’unité peut être dans un cas moyen supérieure de 25% à celle qu’elle serait sans mise en œuvre du procédé revendiqué. Compte tenu des remarques précédentes, on va diminuer les pertes en gaz valorisable de 20%. Si les conditions économiques le justifient, on peut aller sensiblement plus loin dans la réduction des pertes. Ainsi, contrairement à ce que pourrait suggérer l’intuition, le fait de renvoyer de la sorte du CO2 à l’entrée d’un adsorbeur en phase d’épuration conduit à un gain substantiel sur le rendement d’extraction du TSA en gaz valorisable. La teneur en impuretés X1 à partir de laquelle on recycle le gaz de purge en sortie d’un adsorbeur en étape d’élution-refroidissement à l’entrée d’un adsorbeur va être le résultat d’une optimisation de l’ensemble unité TSA et recycle. Cette teneur peut être inférieure, égale ou supérieure à la teneur en impuretés du gaz de charge. On conçoit qu’il y a un optimum entre ne rien recycler (cas de base) et trop recycler qui va conduire à augmenter de façon importante le volume d’adsorbant nécessaire et par-là qui va rendre plus long le chauffage et le refroidissement du fait de l’augmentation de la masse d’adsorbant. Connaissant le procédé à mettre en œuvre décrit dans ce document, l’Homme du métier a à présent les outils pour trouver la meilleure solution en fonction des conditions techno-économique du projet. La FIG. 12 montre très schématiquement ces étapes caractéristiques. Elle montre en particulier les différentes étapes ou sous-étapes par lesquelles passent un adsorbeur de l’unité TSA sans préjuger du nombre d’adsorbeurs que comporte cette unité. Dans l’ordre, une étape d’adsorption A à la haute pression HP avec épuration du gaz de charge 1 et production d’un flux épuré 2 , une étape de chauffage en boucle B, une sous-étape d’ élution-refroidissement C avec extraction du gaz de purge 55 hors de l’unité 57 tant que la teneur des impuretés dans celui-ci reste supérieure à un seuil X1 prédéterminé et enfin une sous-étape d’ élution-refroidissement D par une fraction de la production 3 et recyclage du gaz de purge 56 issu de l’adsorbeur vers l’entrée d’un adsorbeur en étape d’adsorption A. De façon générale, les trois dernières étapes B, C, D correspondent à la régénération. On parle généralement dans le texte de sous-étapes en ce qui concernent les états C et D, car il s’agit dans les deux cas de refroidir un adsorbeur et d’en extraire simultanément les impuretés. Si l’on ne cherche pas particulièrement à distinguer ces deux sous-étapes, on appelle étape C, D l’étape globale. Dans les Figures ou les descriptions, on repère parfois un adsorbeur dans une étape donnée par sa numérotation dans le cycle (adsorbeur 60, 61… par exemple) et par le type d’étape dans lequel il se trouve alors (par exemple B s’il s’agit du chauffage en boucle). Le nombre d’adsorbeurs en jeu, comme indiqué précédemment n’est pas une caractéristique du procédé mais correspond au meilleur arrangement que l’Homme du Métier puisse faire en fonction des contraintes du site et des conditions économiques. Ainsi sur la FIG. 12 , on a fait figurer 4 adsorbeurs 50, 51, 52 et 53, un dans chacune des étapes A, B, C, D cités, mais il pourrait tout aussi bien y avoir plusieurs adsorbeurs en étape d’adsorption A alors que les étapes C et D pourraient se suivre sur un même adsorbeur. C’est bien la présence des étapes principales qui caractérisent le procédé proposé, à savoir donc une régénération comportant un chauffage en boucle B, suivi d’abord d’une étape d’élution-refroidissement C avec extraction hors de l’unité du gaz de purge en sortie d’adsorbeur puis d’une étape d’élution-refroidissement D avec le gaz épuré et avec recyclage du gaz de purge à l’entrée d’un adsorbeur en étape d’adsorption A. On notera que l’on a parlé jusqu’ici de chauffage puis de refroidissement à l’ambiante. Ces niveaux de température ne constituent pas une limitation à la portée de l’invention qui peut s’appliquer à une épuration froide ou cryogénique, par exemple avec une adsorption à la température de l’azote liquide et avec un chauffage à température ambiante ou bien à une épuration fonctionnant entre deux températures relativement élevées, par exemple 100°C en adsorption et 350°C en régénération. Comme pour une majorité des cycles utilisés en adsorption, il existe à partir de ce principe de base, un certain nombre de variantes qui permettent, au moins dans certains cas, d’améliorer les performances. En particulier, l’étape d’élution-refroidissement peut comprendre une sous-étape supplémentaire venant après les deux sous-étapes décrites précédemment, ladite sous-étape supplémentaire étant une élution-refroidissement également par du gaz produit épuré, avec recyclage du gaz de purge en sortie d’adsorbeur dans la production dès lors que la teneur en impureté dans ledit gaz est inférieure à un second seuil X2 prédéterminé, avec X2 C’est le cas si l’élution des impuretés est plus rapide que le refroidissement de l’adsorbant, autrement dit si le front de matière est plus rapide que le front thermique. On va se retrouver en cours d’étape à un moment où la teneur résiduelle en impuretés va être compatible avec la spécification de la production. Il est alors possible d’injecter directement le gaz de purge en sortie d’un adsorbeur en étape d’élution-refroidissement dans ladite production. L’exemple suivant va permettre d’expliciter ce point. On épure en CO2 un gaz de charge contenant 2% mole de CO2 pour obtenir une production dont la teneur en CO2 doit être inférieure ou égale à 50 ppm mole. On traite un débit normalisé de 100 et on utilise un débit de 10 pour l’étape d’élution-refroidissement avec recyclage. On suppose que pendant la période du recyclage, le gaz épuré (production) sort avec 20 ppm de CO2, c'est-à-dire que l’on est inférieur à la spécification de 50 ppm. Une telle marge est fréquente car ce n’est généralement qu’en fin de phase d’adsorption que l’on se rapproche de la valeur limite. On commence l’étape de recyclage en injectant à l’entrée de l’adsorbeur un gaz contenant 3.5% de CO2, valeur choisie comme optimale pour le procédé selon l’invention dans ce cas précis. A partir du moment où la teneur en impureté atteindra 320ppm dans le gaz que l’on recycle, on pourra injecter ce gaz directement dans la production qui sera alors constituée d’un débit de 90 à 20 ppm de CO2 et d’un débit de 10 à 320 ppm soit l’équivalent d’un débit 100 à 50 ppm de CO2. Dans ce cas, le cycle TSA comprendra 3 sous étapes d’élution-refroidissement, suivant la définition donnée précédemment : - une étape avec extraction du gaz de purge chargé en CO2 vers l’extérieur de l’unité, une étape utilisant du gaz de production comme gaz d’élution-refroidissement, avec recyclage du gaz de purge en sortie d’un adsorbeur en étape d’élution refroidissement à l’entrée d’un adsorbeur en phase d’adsorption avec une teneur en CO2 allant de 3.5% mole à 320 ppm, ces deux étapes étant caractéristiques de la présente invention, - une étape où ce même gaz de teneur inférieure à 320 ppm en CO2 est injecté dans la production en aval du point de prélèvement du gaz d’élution. La dernière étape doit être considérée dans ce procédé comme une amélioration du principe de l’invention. Elle permet ici de diminuer légèrement le volume d’adsorbant nécessaire mais nécessite une régulation supplémentaire basée par exemple sur des analyses et des débits. Elle ne sera généralement pas utilisée systématiquement. On a pris ici l’exemple du CO2 comme impureté. En pratique, il peut s’agir d’un constituant bien identifié comme le CO2, le H2S, le CH4… ou un ensemble de constituants caractérisés comme faisant partie d’un groupe (CO2, H2S, COS… ou CO, CH4) ou par une propriété physique (par exemple, point de solidification, teneur totale en soufre…). On peut généraliser facilement à n impuretés et ne recycler le gaz de régénération que lorsque chaque teneur Zi est inférieure ou égale à la valeur de la spécification correspondante Z1i dans le gaz produit. Au contraire, cela peut être la somme globale des impuretés qui importe. Le seuil X2 dont dépend le transfert du recyclage de l’entrée d’un adsorbeur vers la production pourra être déterminé expérimentalement sur site d’après les analyses ou préalablement par simulation et restera le même tant que les conditions opératoires et l’état de l’adsorbant ne varieront pas. Dans le cas contraire, on pourra prévoir un seuil X2 fonction de quelques paramètres idoines (débit de gaz de charge, teneur en impureté, température d’entrée du gaz de charge…). Les logiciels de simulation permettent de tester de nombreux cas de fonctionnement potentiels et d’en tirer la fonction X2 adéquate. Un tel logiciel peut également fonctionner en parallèle avec l’unité et adapter X2 aux cycles en cours. Il conviendra généralement de prévoir un contrôle de la teneur de la production avec si nécessaire des actions correctrices relatives au cycle. Toujours dans le cadre de l’invention, une variante permet au moins dans certains cas d’enrichir encore plus en impuretés la fraction de gaz qui va être extraite de l’unité et donc avec le même raisonnement que précédemment, de diminuer de ce fait la perte en gaz valorisable. Dans cette autre variante, l’étape d’élution-refroidissement d’un adsorbeur sortant de l’étape de chauffage en boucle s’effectue par du gaz produit épuré qui a traversé préalablement un adsorbeur qui a déjà été au moins partiellement élué et partiellement refroidi au cours d’une dite étape d’élution-refroidissement effectuée précédemment afin en particulier d’achever son refroidissement. Le gaz de purge en sortie de l’adsorbeur se trouvant dans la présente étape d’élution-refroidissement est extrait hors de l’unité TSA au cours d’une première sous-étape, puis recyclé vers l’unité TSA, le recyclage s’effectuant en particulier vers un adsorbeur en étape d’adsorption comme dans la solution de base. La FIG. 13 montre une telle séquence avec respectivement les adsorbeurs 60 en étape B de chauffage en boucle, 61 qui passe successivement par les deux sous-étapes C et D d’élution-refroidissement avec extraction du gaz de purge chargé en impureté 63 puis avec recyclage de ce gaz 64 vers un adsorbeur en étape d’adsorption A non représenté, alors que l’adsorbeur 62 qui, après avoir subi précédemment une étape équivalente (C puis D ) à celle en cours avec l’adsorbeur 61, finit son refroidissement et l’élution des impuretés résiduelles au cours d’une étape E. Le gaz d’élution, quelle que soit son origine, préférentiellement ici une petite fraction 3 du gaz épuré, traverse d’abord l’adsorbeur 62 puis l’adsorbeur 61. On conçoit que de la sorte, le débit de gaz d’élution-refroidissement servant deux fois, pour finir le refroidissement (étape E) de l’adsorbeur 62 et pour évacuer les impuretés de l’adsorbeur 61 (étapes C puis D), est plus faible que le débit nécessaire dans le cas de base et de ce fait que la teneur en impuretés dans le gaz issu de l’adsorbeur 61 soit en moyenne sensiblement plus élevée que dans le cas de base. Avec la même explication que plus haut, cela conduit à avoir besoin d’une quantité plus faible de gaz à extraire pour éliminer les impuretés du système. On pourrait déterminer la relation entre quantité de gaz à extraire de l’unité et le nombre optimum d’adsorbeurs à balayer en série, mettons trois ou quatre, mais il semble que seulement des cas particuliers pourraient conduire à aller au-delà de deux adsorbeurs en série. A noter qu’un échangeur – non représenté sur la FIG. 13 - peut être nécessaire pour refroidir ou réchauffer le gaz entre les adsorbeurs 62 et 61. Concernant le recyclage du gaz de purge en sortie d’un adsorbeur en étape d’élution-refroidissement, dans une première variante ce gaz est comprimé afin de compenser les différentes pertes de charge et de pouvoir être introduit à l’entrée d’un adsorbeur en phase d’adsorption. La surpression créée par cette machine doit compenser en particulier la perte de charge entre entrée et sortie de l’adsorbeur en étape d’épuration et les diverses pertes de charge liées à l’étape d’élution-refroidissement (adsorbeur, tuyauterie, échangeur…). Le surpresseur peut être placé n’importe où sur le circuit de régénération, à l’amont ou à l’aval de l’adsorbeur (ou des adsorbeurs) en étape d’élution-refroidissement. On notera que si l’arrangement du cycle le permet, ce surpresseur peut être la machine permettant le chauffage en boucle. Dans ce cas, on peut n’investir qu’un seul compresseur mais cela entraîne des contraintes supplémentaires (durées des étapes compatibles, caractéristiques de la machine devant correspondre à un double emploi…). Si ces contraintes sont acceptables, ceci est évidemment une solution intéressante. Une variante qui sera souvent préférentielle, en particulier dès lors que l’on traite de gros débits de gaz pouvant justifier l’utilisation d’adsorbeurs multiples en phase d’adsorption, consiste à effectuer le recyclage sans machine. Pour cela, l’unité TSA comporte deux adsorbeurs en étape d’adsorption A1 et A2, ce au moins pendant la durée de l’étape de recyclage du gaz d’élution -refroidissement, les deux adsorbeurs fonctionnant alors respectivement à des pressions HP1 et HP2 légèrement différentes, avec HP1>HP2. Ces pressions HP1 et HP2 sont telles que le gaz épuré sortant de l’adsorbeur A1 soit à une pression suffisante pour compenser les pertes de charge liées à la sous-étape d’élution-refroidissement correspondant audit recyclage et être injecté en entrée de l’adsorbeur A2 à la pression HP2 afin d’être épuré à travers celui-ci. Ainsi, les circulations nécessaires des fluides ne sont assurées que par la création de pertes de charge provoquée par des restrictions de section de passage dans les tuyauteries, préférentiellement par des vannes, lesdites pertes de charge étant alors préférentiellement inférieures à 1 bar. Lesdites pertes de charge provoquées par des restrictions de section de passage dans les tuyauteries, préférentiellement par des vannes, sont situées sur les tubulures d’alimentation en gaz de charge en entrée d’adsorbeur et/ou sur les tubulures en sortie d’adsorbeur du gaz épuré avant le collecteur général de production, la modification cyclique des pourcentages d’ouverture de ces vannes permettant alors d’effectuer le cycle retenu. Par exemple, au moins pendant la durée de l’étape de recyclage du gaz de purge, deux adsorbeurs en adsorption fonctionnent à des pressions égales respectivement à 40 bar abs et 39 bar abs. Une telle différence de pression est suffisante pour assurer la circulation de tous les fluides intervenant dans le procédé selon l’invention. Le gaz destiné à effectuer l’élution sera prélevé en sortie de l’adsorbeur à la plus haute pression, c'est-à-dire ici à 39.5 bar abs, éluera l’adsorbeur en régénération, traversera les échangeurs éventuellement nécessaires et alors disponible à 39.1 bar abs pourra être injecté à l’entrée du second adsorbeur. Dans un tel cas, le gaz épuré sera disponible autour de 38.5 bar abs. Il est bien entendu qu’en jouant sur les dimensionnements, il est possible d’effectuer ce procédé avec des pertes de pression sensiblement plus faibles, en particulier sensiblement inférieures à 1 bar. Il y a plusieurs manières de gérer en pratique un recyclage basé sur ce principe. Les figures 14, 15 et 16 représentent trois cas différents qui peuvent être mis en œuvre. Dans tous les cas l’adsorbeur 70 en étape d’adsorption A1 est à la pression la plus élevée HP1 alors que l’adsorbeur 71 en étape d’adsorption A2 est à une pression HP2 légèrement inférieure. On n’a représenté sur ces schémas que les adsorbeurs en phase d’adsorption nécessaire à la compréhension de cet aspect du procédé et un adsorbeur 72 en sous-étape d’élution-refroidissement avec recyclage D. L’unité TSA comprend évidemment d’autres étapes telles que le chauffage en boucle et la sous-étapes d’élution-refroidissement avec extraction du gaz de purge chargé en impuretés hors de l’unité, étapes qui ne sont pas utiles pour expliquer le principe du recyclage. Sur la FIG. 14 , l’adsorbeur 70 n’épure que le débit de gaz de charge 75 nécessaire pour fournir le gaz d’élution-refroidissement 73 pendant que l’adsorbeur 71 traite le débit de gaz de charge complémentaire 76 et le gaz recyclé 74. Sur la FIG. 15 , l’adsorbeur70 épure tout le débit de gaz de charge 1 pendant que l’adsorbeur 71 ne traite que le débit recyclé 74. Enfin, sur la FIG. 16 , l’adsorbeur 70 épure seulement une fraction du gaz de charge 75 de façon à produire un débit de gaz épuré supérieur au besoin 73 de la sous-étape d’élution-refroidissement avec recyclage pendant que l’adsorbeur 71 traite le débit complémentaire de gaz de charge 76 et le débit de gaz recyclé 74. Dans ce dernier cas, ladite fraction du gaz de charge traité par l’adsorbeur 70 est préférentiellement comprise entre 30 et 70% du débit de gaz de charge afin d’équilibrer au moins en partie les débits. Comme indiqué sur ces figures, la circulation des différents fluides (gaz de charge, débit d’élution, gaz épuré…) est assurée par la création de pertes de charge provoquée par des restrictions de débit, préférentiellement des vannes, pertes de charge préférentiellement inférieure à 1 bar. Il s’agit des vannes 77 ( FIG. 14 ), 78 ( FIG. 15 ), 79 et 80 ( FIG. 16 ). Seules les vannes utiles dans la configuration des trois schémas ont été représentées. S’agissant d’un procédé cyclique dans lequel chaque adsorbeur passe par chacune des étapes, lesdites vannes sont en pratique présentes sur chacun de ces adsorbeurs. Il en est de même pour les tuyauteries dont seules celles en service figurent sur les schémas. A noter également que ce mode de recyclage consistant à prélever un débit épuré sortant d'un premier adsorbeur A1 en étape d'adsorption, à l'utiliser dans le cycle puis à injecter le flux gazeux issu de ladite utilisation dans un autre adsorbeur A2, lui aussi en étape d'adsorption mais à une pression plus basse que A1, n'est pas limité à l'usage décrit ci-dessus mais peut trouver d'autres applications. Un adsorbeur donné va généralement suivre successivement les étapes 70 et 71 dans un ordre à déterminer en fonction de l’arrangement retenu. Par exemple, dans le cas de la FIG. 15 , l’adsorbeur 70 ne traite pendant cette sous-étape qu’un faible débit de gaz de charge correspondant juste au débit d’élution-refroidissement nécessaire alors que durant le même temps l’adsorbeur 71 épure l’essentiel du gaz de charge et le gaz recyclé. L’adsorbeur 70 dans l’état A1, beaucoup moins chargé en impuretés pourra passer ensuite en l’état A2. A l’inverse, le faible débit traversant l’adsorbeur 70 peut permettre de raidir les fronts de matière et de mieux utiliser l’adsorbant proche de la saturation. Là encore, un logiciel de simulation des procédés cycliques d’adsorption peut permettre une optimisation fine du procédé. Sur site, des analyseurs permettront de s’assurer du bon fonctionnement de l’unité, en particulier de la pureté de la production. Les moyens permettant la régulation du cycle, en particulier l’adaptation du temps de cycle aux conditions opératoires et par là la détermination de la durée des différentes étapes, des débits internes, ne sont pas décrits dans ce document car connus et communs à beaucoup d’unités TSA. A noter aussi qu’on a décrit le procédé avec deux adsorbeurs en phase d’adsorption A1 et A2, respectivement les adsorbeurs 70 et 71, mais il est clair qu’un nombre quelconque d’adsorbeurs égal ou supérieur à 2, peut être utilisé dans le cadre de l’invention. Comme déjà expliqué précédemment, l’étape de recyclage du gaz de purge à l’entrée d’un adsorbeur peut être suivie d’une étape durant laquelle ce même gaz est injecté directement dans le gaz épuré dès lors que le gaz obtenu après mélange est conforme à la spécification de pureté de la production. On notera à ce sujet que la teneur en impureté dans le gaz recyclé va en diminuant alors que la teneur dans le gaz épuré varie en sens inverse. Cela peut permettre de recycler vers la production un gaz relativement pollué. Dans l’exemple précédent, si le CO2 n’a pas encore percé dans la production (teneur 0 ppm), on peut commencer le recyclage directement dans le produit dès que la teneur en CO2 passe en dessous de 500 ppm pour obtenir une production à 50 ppm d’impureté. Une telle solution nécessitera d’être validée expérimentalement sur site et/ou au moyen d’un logiciel de simulation de procédés cycliques d’adsorption. En effet, cela dépend des cinétiques respectives de percée des impuretés en adsorption et de décroissance de ces teneurs en élution. De la sorte, un pic d’impureté ne peut pas être à priori totalement exclu. Il existe néanmoins des moyens connus par l’Homme du Métier pour lisser un tel pic s’il devait se produire, comme l’adjonction sur le circuit de production d’un petit volume d’adsorbant. On notera que les débits de gaz d’élution peuvent être différents selon les différentes sous-étapes d’élution-refroidissement (extraction des impuretés, recyclage en entrée d’un adsorbeur, recyclage vers la production) et même au cours d’une même sous-étape, compte tenu qu’une majorité de vannes sont des vannes de régulation et non des vannes TOR (Tout ou Rien) et que la ou les machines sont équipées de moyens permettant de contrôler le débit comprimé (variateur de vitesse, vanne de laminage ou de bipasse). Par exemple, l’Homme du Métier pourra adopter des conditions de vitesse favorisant un effet piston pour chasser le gaz très chargé en impuretés se trouvant dans l’adsorbeur ayant terminé l’étape de chauffage en boucle en limitant les effets de mélange (diffusion, dispersion…) ou des conditions favorisant la désorption des impuretés résiduaires en fin d’étape. De tels choix dépendront aussi des pressions retenues pendant ces étapes. Selon une variante, le cycle comprend en outre au moins une étape de dépressurisation en basse ou moyenne pression avant l’étape d’élution-refroidissement avec extraction du gaz de purge et au moins une étape de repressurisation avant l’étape d’élution-refroidissement avec recyclage. Cette étape de dépressurisation peut se faire après le chauffage en boucle, avant ce chauffage ou éventuellement en cours de chauffage. En effet, pour un même débit de gaz, l’effet d’élution sera plus efficace si la pression est réduite au cours de cette étape car le volume réel de gaz en circulation est alors augmenté et la désorption facilitée. Par contre, il sera ensuite nécessaire de repressuriser l’adsorbeur et d’effectuer la fin de la purge et du refroidissement à la haute pression pour recycler plus facilement le gaz de purge à l’entrée d’un adsorbeur en étape d’adsorption, donc à la HP. On notera que pour le refroidissement, la pression est secondaire car ce n’est plus le débit volume qui compte mais le débit molaire. Cette étape de dépressurisation peut se faire après le chauffage en boucle, avant ce chauffage ou éventuellement en cours de chauffage. Chacune de ces solutions peut avoir des avantages et/ou des inconvénients selon les caractéristiques du projet. Un chauffage à la Haute Pression va nécessiter une machine de recirculation du gaz dimensionnée pour cette pression élevée mais de taille réduite. Il s’agira généralement d’une machine de type blower. A l’inverse, un chauffage en basse pression va demander une machine de taille sensiblement plus importante mais de technologie différente, éventuellement plus simple à mettre en œuvre, comme un ventilateur. Pour un même débit mole en circulation, les pertes de charge à travers l’adsorbeur seront supérieures en basse pression et conduiront à une dépense énergétique supérieure. Par contre, en HP, ces mêmes pertes de charge peuvent être trop faibles et conduire à des risques de mal distribution du gaz. C’est au cas par cas que l’Homme du Métier décidera de la meilleure solution. Dans le cas où il y a dépressurisation, en particulier avant l’étape de chauffage, le gaz issu de cette dépressurisation peut avoir différents usages. Il peut être directement évacué hors de l’unité participant alors à la purge des impuretés. Dans ce cas, il s’agira préférentiellement d’une dépressurisation à contre-courant, c'est-à-dire en sens inverse du sens de circulation du gaz pendant l’adsorption. L’intérêt d’une telle dépressurisation devra être évalué en fonction de la teneur en impuretés dans le gaz ainsi extrait de l’unité par rapport à la teneur correspondante lors de l’étape spécifique d’élution-refroidissement avec extraction des impuretés dans le gaz de purge. Une teneur trop faible dans le gaz de dépressurisation correspond à une perte de produit valorisable et une telle étape sera alors à éviter. Selon une autre variante, le gaz issu de la dépressurisation d’un adsorbeur ayant terminé l’étape d’adsorption est utilisé soit pour repressuriser partiellement un adsorbeur qui va passer en sous-étape d’élution-refroidissement avec recyclage du gaz en sortie d’adsorbeur vers l’unité TSA., soit comme gaz d’élution d’un adsorbeur en sous-étape d’élution-refroidissement avec extraction du gaz de purge en sortie d’adsorbeur hors de l’unité TSA. Si le gaz d’élution pendant la sous-étape avec recyclage D est toujours du gaz produit épuré, le gaz traversant l’adsorbeur en sous-étape d’élution-refroidissement C avec extraction du gaz en sortie d’adsorbeur hors de l’unité TSA peut provenir de différentes sources. Il peut s’agir, outre éventuellement du gaz issu d’une dépressurisation comme indiqué ci-dessus, du gaz de charge, du gaz produit épuré ou même d’un gaz extérieur à l’unité TSA compatible avec le procédé, par exemple de l’azote, gaz qui sera alors généralement purgé des circuits avant le passage à la sous-étape avec recyclage. On a vu précédemment que la repressurisation pouvait éventuellement se faire en partie avec du gaz de dépressurisation. Il convient de toute façon d’utiliser un autre gaz sous pression pour atteindre la pression désirée, voisine de la pression d’adsorption. On va alors utiliser à cette fin le gaz de charge et/ou le gaz épuré. On rappelle ici que l’étape d’élution-refroidissement avec recyclage du gaz au niveau d’un adsorbeur en étape d’adsorption se fait avec du gaz épuré et qu’elle est une des étapes caractéristiques de l’invention. Avant d’être épuré dans l’unité TSA selon l’invention, une ou plusieurs autres impuretés peuvent avoir été retirées du gaz de charge, au moyen d’un procédé adéquat (filtration, lavage, catalyse…), en particulier au moyen d’un autre procédé par adsorption. Il peut s’agir de composés sous forme de traces faciles à adsorber mais très difficile à désorber. Dans ce cas, on utilisera généralement un lit de garde dont l’adsorbant pourra être changé ou régénéré au bout de plusieurs semaines, voire de plusieurs mois. L’adsorbant sera alors par exemple du charbon actif (adsorption physique) ou un adsorbant dopé (chimisorption), les constituants ainsi arrêtés pouvant être des traces de benzène, naphtalène, d’huile, de mercure, de composés soufrés et/ou de composés organiques volatils. De façon générale, il s’agira de produits dont on ne souhaite pas qu’ils viennent polluer l’adsorbant destiné à l’arrêt des impuretés principales dans l’unité TSA selon l’invention, en particulier lors de l’étape de chauffage en boucle. Selon une variante, le gaz de charge de l’unité TSA est préalablement épuré, au moins partiellement, en H2O, NH3, alcools, hydrocarbures intermédiaires (C6-C8), composés régénérables mais pouvant diminuer sensiblement la capacité d’adsorption d’un adsorbant même sous forme de traces, par exemple quelques dizaines de ppm. S’agissant de constituants facilement condensables ou très solubles, on utilisera à cette fin un premier TSA et on extrait ces impuretés lors de la régénération sous forme liquide au niveau d’un séparateur diphasique après refroidissement, et on recycle le gaz sorti dudit séparateur en entrée d’un adsorbeur. Un tel procédé est connu et a été succinctement décrit plus haut parmi les solutions potentielles pour éviter les pertes en constituants valorisables. Selon une variante, un flux issu de l’unité TSA faisant l’objet de l’invention est utilisé dans au moins un des prétraitements cités ci-dessus, préférentiellement le gaz de purge extrait de l’unité TSA pendant l’étape C et chargé en impureté. Selon une variante, la pression à laquelle peut être extraite de l’unité pendant l’étape C la fraction de gaz de purge contenant l’impureté est soit choisie librement de façon à optimiser le procédé en fonction d’éventuelles contraintes de procédé (vitesse du gaz, attrition, pertes de charge…) si cette fraction est envoyée ensuite à la torche, soit est imposée par l’utilisation qui en est faite, par exemple cette pression minimum pourra être autour de 5 bars abs si elle est injectée dans un réseau fuel-gas. On peut imaginer de la sorte divers couplages entre l’unité amont qui va donc pouvoir utiliser une fraction au moins du gaz de purge extrait du TSA et l’unité aval qui peut être par exemple une boîte froide qui pourra fournir un flux gazeux servant pendant le chauffage ou la première étape d’élution-refroidissement selon l’invention sans sortir pour autant des caractéristiques de la présente invention. Il peut s’agir également de couplage thermique. Un tel procédé va s’appliquer en particulier à l’épuration de gaz naturel ou de biogaz que ce soit pour atteindre une spécification de pureté liée à un réseau ou pour permettre un traitement à l’aval, par exemple une liquéfaction. Le gaz de charge est alors généralement disponible entre 10 et 50 bars abs, à température ambiante et les impuretés à arrêter à ce niveau sont essentiellement CO2 et/ou H2S. La perte en gaz naturel ou en biogaz liée à la régénération peut n’être alors que de quelques %, de 3 à 6% par exemple en appliquant le procédé selon l’invention. Un autre domaine d’application du procédé va correspondre aux gaz de charge dont le coût est élevé du fait de leur rareté ou du procédé de production. On va trouver dans cette catégorie de façon non limitative l’hydrogène, le monoxyde de carbone, mais surtout l’argon, l’hélium, le krypton, le xénon et des mélanges de gaz spéciaux destinés par exemple à l’électronique. On prend comme exemple l’épuration d’un flux d’hélium en CO2 pour expliciter les caractéristiques propres au cycle selon l’invention dans un cadre plus général qui comprend également une ou des étapes additionnelles, ce qui ne modifie pas la portée de ladite invention. Plus précisément, on veut épurer en continu un débit de 250 Nm3/h d’hélium pollué par de l’eau, du CO2 et d’autres composés légers qui seront traités par voie cryogénique et qui n’interviennent pas à notre niveau. On parlera désormais d’hélium comme le gaz de charge à épurer. On cherche à obtenir un fluide avec moins d’un ppm d’impuretés résiduelles, préférentiellement avec une dizaine de ppb en eau et CO2. Compte tenu du coût de l’hélium, on recherche le rendement maximum en ce gaz. Une unité PSA par exemple permet d’atteindre la spécification de pureté mais avec des pertes de 10 à 20% suivant la complexité dudit PSA. Dans ce cas, la recompression du résiduaire pour un second traitement qui permettrait d’améliorer le rendement complexifie le procédé et entraîne des risques de pollution supplémentaires. La solution selon l’invention va consister ici à d’abord utiliser un premier TSA de façon classique pour sécher totalement le gaz. Le débit de régénération est entièrement recyclé, l’eau étant extraite par condensation avant introduction de ce flux dans l’adsorbeur en phase d’adsorption. L’hélium n’étant pas soluble dans l’eau, la perte peut être considérée comme nulle. Il s’agit là, comme on l’a déjà dit, d’un système connu, du type de celui représenté sur la FIG. 2 par exemple. Le problème consiste à présent à retirer les 5000 ppm de CO2 du flux séché d’hélium avec le meilleur rendement possible. Un premier cycle possible selon l’invention consiste à utiliser une unité TSA à 2 adsorbeurs et un circulateur dont le but est de compenser les pertes de charge et permettre la circulation des fluides entre entrée et sortie des adsorbeurs. Il s’agit alors d’une machine sèche, non lubrifiée et étanche permettant de surpresser d’une centaine de millibars le fluide qui la traverse. La FIG. 17 représente les deux adsorbeurs 100 et 200 avec les différentes étapes qu’ils suivent au cours du cycle. On commence la description du cycle lorsque l’adsorbeur 100, qui a été précédemment régénéré, passe en phase d’adsorption A et que l’adsorbeur 200 qui a fini sa phase d’adsorption passe en régénération. Cette phase de régénération comprend les étapes 201 à 204 caractérisées par leur fonction : - Etape A3 (repère 201) de saturation du lit d’adsorbant en CO2 par passage d’une fraction 210 du débit de gaz de charge 1. Le gaz produit qui contient de plus en plus de CO2 est recyclé à l’entrée de l’adsorbeur 100 au moyen du circulateur 205. Cette étape consiste à chasser le maximum d’hélium de la zone de transfert de masse de l’adsorbant avant de passer au chauffage et de recycler cet hélium dans le procédé. On notera qu’il existe d’autre moyen de saturer l’adsorbant comme par exemple injecter du CO2 pour déplacer l’hélium, étant entendu que ce CO2 additionnel devra être lui aussi évacué du système. Il serait aussi possible d’effectuer une dépressurisation partielle à co-courant mais il convient dans ce cas d’avoir un troisième adsorbeur dépressurisé pour recueillir ce gaz. Cette étape A3 et les variantes citées ci-dessous constituent dans ce cas une amélioration du procédé selon l’invention mais n’en sont pas une des caractéristiques contrairement aux étapes suivantes : - Etape B (repère 202) de chauffage en boucle fermée durant lequel le gaz initialement froid est comprimé dans le circulateur 206, chauffé à 200°C dans un réchauffeur 207 et introduit dans l’adsorbeur. Le CO2 est progressivement désorbé, la pression a tendance à monter dans la boucle du fait du CO2 relâché et de l’augmentation de température. La teneur en CO2 dans la boucle, initialement inférieure à 1% augmente jusqu’à atteindre quelques dizaines de %. Il peut être judicieux durant cette étape de purger du gaz du circuit pour maintenir la pression au niveau souhaité. Cette purge n’est pas représentée ici. - Etape C (repère 203) de purge du CO2 qui s’effectue par introduction d’hélium épuré 211 provenant de l’adsorbeur 100 dans l’adsorbeur 200. Cet hélium très riche en CO2 est évacué hors de l’unité jusqu’à ce que la teneur en CO2 dans ce gaz soit de l’ordre du ou de quelques %. - Etape D (repère 204) de fin de purge du CO2 et refroidissement de l’adsorbeur 200 par introduction d’hélium épuré 212, avec recyclage de ce gaz à l’entrée de l’adsorbeur 100 au moyen du circulateur 208 jusqu’à ce que la température visée soit atteinte. Durant la même période de temps (une phase du cycle), l’adsorbeur 100 est en étape d’adsorption A à la haute pression du cycle. Il passe par les sous-étapes 101,102, 103 et 104 correspondant respectivement aux étapes 201, 202, 203 et 204 de l’adsorbeur 200. On repart alors sur un nouveau cycle en intervertissant le rôle des adsorbeurs 100 et 200 On notera que les surpresseurs repérés 205, 206 et 208 ne sont pas simultanément en service. Il peut alors s’agir de la même machine équipée d’un système pouvant adapter aux besoins le débit comprimé (vitesse variable, vanne de laminage à l’aspiration, vanne de bipasse…) Une telle machine pourrait également surpresser le débit de purge extrait de l’unité pendant l’étape 203 si nécessaire. Le procédé retenu ici est relativement simple car le débit à traiter est faible et il n’y a que peu d’inconvénients à surdimensionner l’adsorbeur. Le temps de cycle en particulier peut être supérieur à 8 heures tout en restant avec des équipements de petites dimensions par rapport à la majorité des unités industrielles équivalentes (débit de gaz naturel plus de 100 fois plus élevé). La température de régénération peut être élevée car, en l’absence d’humidité, il n’y a pas de dégradation de l’adsorbant, ici de la zéolite. Une température de 250°C ou plus peut être envisagée pour supprimer pratiquement toute adsorption du CO2, même à pression partielle élevée. L’élution va essentiellement consister à pousser le CO2 hors de l’adsorbeur. La teneur en CO2 à la coupure, c'est-à-dire au moment où l’on commence à recycler, va être essentiellement déterminée par simulation, en balayant différentes valeurs. Un ajustement sur site est possible en jouant simultanément sur le temps de cycle pour adapter le dimensionnement à la quantité d’impureté à arrêter. La géométrie des adsorbeurs et des tuyauteries de liaisons est à optimiser également pour limiter les volumes morts qui sont pleins d’hélium. Dans le même ordre d’idée, un remplissage dense de l’adsorbeur sera également bénéfique. La perte en hélium peut dans ces conditions être très faible de l’ordre de quelques %. Elle pourrait être encore diminuée si on plaçait un petit perméateur sur la fraction extraite du TSA et si l’on récupérait un fluide basse pression riche en hélium mais cela n’entre pas dans le cadre de l’invention. L’invention concerne de façon générale toutes les unités de type TSA mettant en œuvre le procédé selon l’invention, quels que soient les constituants valorisables, les impuretés à extraire, les adsorbants utilisés, les pressions et les niveaux de température respectifs d’adsorption et de régénération, le nombre d’adsorbeurs mis en œuvre et les éventuelles étapes complémentaires. Procédé d’épuration d’un gaz de charge en au moins un de ses constituants par adsorption au moyen d’une unité TSA, avec production d’un gaz produit épuré et extraction d’une partie du gaz produit épuré, appelée flux de production, hors de l’unité TSA, l’unité TSA fonctionnant selon un cycle comprenant au moins une étape d’adsorption (A) à une pression haute du cycle, une étape de chauffage en boucle (B) mettant en œuvre une machine permettant de faire circuler un gaz caloporteur en boucle et une étape d’élution-refroidissement, caractérisé en ce que ladite étape d’élution-refroidissement comprend au moins les deux sous-étapes suivantes : - une première sous-étape d’élution-refroidissement (C) avec, en sortie d’adsorbeur, extraction d’un gaz de purge hors de l’unité TSA tant que la teneur en impureté dans ledit gaz de purge reste supérieure à un seuil prédéterminé, - une deuxième sous-étape d’élution-refroidissement (D) par du gaz produit épuré, avec recyclage du gaz de purge en sortie d’adsorbeur vers au moins un autre adsorbeur en étape d’adsorption, la teneur en impureté dans ledit gaz recyclé étant alors inférieure au seuil prédéterminé. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que l’étape d’élution refroidissement comprend une sous-étape supplémentaire venant après les première et deuxième sous-étapes, ladite sous-étape supplémentaire étant une élution-refroidissement par du gaz produit épuré, avec recyclage du gaz de purge en sortie d’adsorbeur directement dans le flux de production, dès lors que la teneur en impureté obtenue après mélange dudit gaz de purge avec le flux de production est conforme à une spécification de pureté donnée. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que l’étape d’élution-refroidissement (C, D) d’un adsorbeur sortant de l’étape de chauffage en boucle (B) s’effectue par du gaz produit épuré qui a traversé préalablement un autre adsorbeur (E) déjà élué et partiellement refroidi au cours d’une précédente étape d’élution-refroidissement (C, D), en particulier afin d’achever le refroidissement dudit autre adsorbeur (E), le gaz de purge en sortie dudit adsorbeur sortant de l’étape de chauffage en boucle (B) et en étape d’élution-refroidissement (C, D) étant extrait hors de l’unité TSA au cours de la première sous-étape (C), et recyclé (64) au cours de la deuxième sous-étape (D) vers au moins un autre adsorbeur en étape d’adsorption, dès lors que la teneur en impureté dudit gaz de purge devient inférieure au seuil prédéterminé, ledit gaz de purge étant éventuellement introduit dans le flux de production dès lors que la teneur en impureté obtenue après mélange dudit gaz de purge avec le flux de production est conforme à ladite spécification de pureté. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que le recyclage du gaz de purge vers au moins un autre adsorbeur en étape d’adsorption s’effectue au moyen d’un surpresseur, ledit surpresseur pouvant éventuellement être utilisé à un autre moment du cycle pour la circulation du gaz caloporteur en boucle en tant que ladite machine. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que le cycle comprend en outre au moins une étape de dépressurisation, en particulier en basse ou moyenne pression, située dans le cycle avant la première sous-étape d’élution-refroidissement, le cycle comprenant en outre au moins une étape de repressurisation avant la deuxième sous-étape d’élution-refroidissement, l’étape de dépressurisation pouvant se faire après le chauffage en boucle, avant ce chauffage ou éventuellement au cours du chauffage. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que les impuretés présentes dans le gaz de charge pouvant détériorer un adsorbant de l’unité TSA ou du moins diminuer sa capacité d’adsorption de façon irréversible, impuretés telles que des hydrocarbures lourds, les composés acides ou l’eau, sont arrêtées dans un prétraitement à l’amont de l’unité TSA, le gaz de purge extrait de l’unité TSA pouvant éventuellement être utilisé pour ledit prétraitement, par exemple comme gaz de régénération. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que le gaz de charge est préférentiellement du gaz naturel ou du biogaz ou plus généralement comprend plus de 50% mole d’hydrocarbures, en particulier majoritairement du méthane. Procédé selon l’une des revendications 1 à 6, caractérisé en ce que le gaz de charge est à plus de 50% mole un gaz ou un mélange de gaz appartenant au groupe formé par l’hydrogène, le monoxyde de carbone, l’azote, les gaz rares, en particulier l’hélium, le xénon ou l’argon. Procédé selon l’une des revendications précédentes, caractérisé en ce que ledit constituant en lequel le gaz de charge est à épurer comprend du dioxyde de carbone et/ou du sulfure d’hydrogène. Unité d’épuration TSA comprenant un module de commande de ladite unité, le module de commande étant configuré pour mettre en œuvre le procédé selon l’une des revendications précédentes.