ES2201597T3

ES2201597T3 - Aparato y procedimiento psa utilizando mezclas adsorbentes.

Info

Publication number: ES2201597T3
Application number: ES99111410T
Authority: ES
Inventors: Mark William Ackley; Alan Barnard Stewart; Gregory W. Henzler; Frederick Wells Leavitt; Frank Notaro; Michael Scott Kane
Original assignee: Praxair Technology Inc
Current assignee: Praxair Technology Inc
Priority date: 1998-06-12
Filing date: 1999-06-11
Publication date: 2004-03-16
Anticipated expiration: 2019-06-11
Also published as: DE69910896D1; DE69910896T2; CN1239011A; JP4128695B2; JP2000033218A; CA2274471C; CA2274471A1; KR20000006101A; JP2004209480A; KR100457138B1; US6027548A; BR9902249A; EP0963777A3; CN1150053C; EP0963777B1; EP0963777A2

Abstract

LA INVENCION COMPRENDE UN APARATO PSA PARA LA SEPARACION DE UN COMPONENTE PESADO, A PARTIR DE UN COMPONENTE LIGERO, DE UNA CORRIENTE DE ALIMENTACION. EL APARATO INCLUYE UN LECHO ADSORBENTE QUE COMPRENDE DOS O MAS ADSORBENTES, EN DONDE POR LO MENOS UNO DE LOS ADSORBENTES ES COMPARATIVAMENTE DEBIL, Y EL OTRO ES COMPARATIVAMENTE FUERTE. OTRO MODO DE REALIZACION DE LA INVENCION ES UN PREPURIFICADOR PSA CON UN LECHO DE MATERIAL ADSORBENTE, QUE COMPRENDE UNA MEZCLA DE, O UN COMPUESTO ADSORBENTE DE, POR LO MENOS DOS ADSORBENTES, SIENDO POR LO MENOS UNO DE DICHOS ADSORBENTES COMPARATIVAMENTE FUERTE, Y SIENDO POR LO MENOS OTROS DE DICHOS ADSORBENTES COMPARATIVAMENTE DEBIL.

Description

Aparato y procedimiento PSA que utiliza mezclas adsorbentes.

Campo del invento

Este invento se refiere en general a procesos y sistemas de separación y depuración de gas en masa por adsorción por cambio de presión (PSA) (incluyendo la VSA y la VPSA). En particular, se refiere el mismo al uso de mezclas de materiales adsorbentes y adsorbentes compuestos. También se describen realizaciones de lechos de adsorbente de mezclas o materiales compuestos en capas.

Antecedentes

El oxígeno relativamente puro (es decir, un gas que contenga oxígeno que tenga un contenido de oxígeno del 88% o más) tiene una serie de aplicaciones industriales y medicinales deseables a diversas presiones y purezas. La atmósfera terrestre, que comprende típicamente casi el veintiuno por ciento de oxígeno gaseoso, es el candidato natural para uso como fuente de oxígeno económica. Como resultado, en muchas de las instalaciones de producción de oxígeno más prácticas y económicas se emplean los sistemas y los métodos de separación del aire.

Uno de los sistemas más corrientes para producir oxígeno en volúmenes relativamente grandes incorpora la tecnología criógena para licuar y separar un componente de oxígeno deseado, de una pureza predeterminada, de la mezcla en el aire. Aunque el diseño da buenos resultados para la producción de oxígeno en gran volumen, el equipo criógeno especializado y los altos costes en capital para la puesta en funcionamiento asociados hacen que tales sistemas sean prohibitivos por su coste cuando se usan para la producción de volúmenes bajos a moderados, por ejemplo, desde aproximadamente 30 a aproximadamente 200 toneladas por día de un gas que contenga oxígeno con una concentración del oxígeno superior a la de aproximadamente el 88% y de hasta aproximadamente el 95%.

Tradicionalmente, se han producido más altos volúmenes de oxígeno por el bien conocido procedimiento de rectificación criógena de aire, en el cual se enfría el aire a una temperatura próxima a la del punto de ebullición normal de los componentes, y se trata en columnas de fraccionamiento. Los significativos en inversión de capital y de funcionamiento de los sistemas de separación criógenos están únicamente justificados cuando se requieren grandes cantidades y/o grados de pureza extremadamente altos (tales como del 97% - 99,999%).

Como una alternativa a los procesos criógenos, los expertos en la técnica han desarrollado un sistema de separación del aire en el que se utiliza un adsorbente de tamiz molecular para producir eficientemente oxígeno con grados de pureza que varían típicamente desde aproximadamente el 88 al 93% y hasta aproximadamente el 95%. Usado en los sistemas de PSA y de VPSA, el adsorbente adsorbe más selectivamente N_{2}, debido al mayor momento cuadripolar del N_{2} si se compara con el del O_{2} para efectuar la separación de los componentes.

Los procesos de cambio de presión adiabáticos van usualmente acompañados de un cambio térmico cíclico o térmico adverso, es decir, que el paso de la adsorción tiene lugar a una temperatura superior a la del paso de desadsorción. Este cambio térmico tiende a aumentar a medida que aumenta el calor de adsorción del adsorbato/adsorbente, y puede aumentar con la relación de presión de adsorción a desadsorción. Además, dentro del lecho se desarrollan gradientes térmicos. Estos gradientes y cambios en la temperatura del lecho dan por resultado que diversas partes del lecho de adsorbente funcionen a diferentes temperaturas. El efecto neto de estos gradientes y cambios de temperatura es el de unas más bajas actuaciones generales del proceso. Es también probable que las propiedades del adsorbente, que varían mucho con la temperatura, den por resultado inestabilidad del proceso cuando cambien las condiciones de funcionamiento, por ejemplo, con las fluctuaciones normales de la temperatura ambiente.

El adsorbente es frecuentemente la clave para la eficacia del proceso. Se ha concedido gran atención al desarrollo, mejora y fabricación de adsorbentes, por ejemplo, han sido sintetizados adsorbentes de zeolita especializados, por medio de procedimientos de intercambio de iones, de estructuras inferiores de Si/Al, y de activación mejorada. Estos pasos de fabricación adicionales y/o mejorados han dado por resultado unos más altos costes para estos adsorbentes especializados, si se comparan con los de los adsorbentes normales, por ejemplo, el adsorbente LiX comparado con los adsorbentes 5A y 13X en la separación del aire. En muchos procesos, el adsorbente se ha convertido en una fracción significativa de la inversión total de capital. Por consiguiente, existe un considerable incentivo en reducir el coste del adsorbente, si se puede transformar tal reducción en una reducción general del coste del producto de la separación deseado.

La técnica anterior ha tratado de abordar el problema de la variación cíclica térmica en los procesos de PSA, empleando para ello en algunos casos mezclas de materiales. También se han aplicado mezclas independientes de los efectos de variación térmica cíclica, para mejorar los elementos específicos de las actuaciones del proceso de adsorción tales como la pureza del producto, o l capacidad de recuperación o de almacenamiento. Se han combinado físicamente distintos materiales (co-mezclas) en un adsorbedor, o bien han sido ligados integralmente en una sola pastilla o glóbulo de material compuesto.

También se han utilizado mezclas de adsorbentes cuando se requieren múltiples separaciones. Un ejemplo es el proporcionado por Jones y otros (Patente de EE.UU. Nº 4.194.892) para la depuración de hidrógeno reformador de vapor de agua, que implica la separación de dióxido de carbono, metano y monóxido de carbono, usando un proceso de adsorción por cambio de presión rápido (RPSA). Se puso de manifiesto que se aumentaba la recuperación de producto H_{2} cuando se usaba un tamiz molecular de mezcla homogénea de carbón activado y cristalino, en vez de carbón activado solo.

Se han aplicado mezclas de partículas finas y gruesas para reducir el espacio de huecos entre partículas, aumentar la densidad de adsorbente y aumentar la capacidad de almacenamiento de gas. Kaplan y otros (E.P. Pat. Appl. 0 325 392) han proporcionado un ejemplo de esta metodología aplicada a los sistemas de PSA que emplean adsorbentes de tamiz molecular de carbón (CMS) para la separación cinética del aire para producir N_{2}. En la solicitud de Kaplan, el adsorbente de CMS principal está constituido por partículas gruesas (de 2,5 a 3,0 mm), mientras que el espacio vacío entre esas partículas más grandes está lleno de partículas finas (de las que pasan por las mallas de los números 40-60) de ya sea un material inerte, o ya sea un adsorbente de CMS. Se prefiere que la fracción de partículas finas sea de unos materiales inertes o que no adsorban (por ejemplo, de glóbulos de vidrio) y que ocupen aproximadamente el 40% en volumen del lecho del adsorbedor. Se puso de manifiesto que la reducción de los espacios vacíos mejoraba el rendimiento del proceso.

Fuderer (Patente de EE.UU. Nº 4.499.208) cargó carbón activado con alúmina densa inerte y consiguió un cambio térmico reducido al adsorber CO_{2} a alta presión de una corriente de alimentación que contenía H_{2}, CO_{2}, CO y CH_{4}. Aunque el calor específico de la alúmina es casi el mismo que el del carbón activado, la alta densidad del material inerte aumenta significativamente la capacidad calorífica por unidad de volumen del lecho. Disminuyendo el cambio térmico en el proceso se mejora significativamente la recuperación por el proceso.

También fue sugerida por Yang ("Gas Separation by Adsorption Processes" ("Separación de Gas por un Proceso de Adsorción"), (págs. 257, 327, 1987) la mezcla de aditivos inertes de gran capacidad calorífica (partículas de hierro) con el adsorbente en el lecho para aumentar la capacidad calorífica media del lecho.

Gaffney y otros (Patente de EE.UU. Nº 5.258.060) usaron aglomerante adicional o un diluyente inerte para reducir la capacidad específica de nitrógeno de una zona de adsorción que contenía LiX. El diluyente inerte es preferiblemente de menor capacidad calorífica que el adsorbente, y está homogéneamente distribuido en el lecho, ya sea en una partícula de material compuesto (que tiene aumento de aglomerante) o ya sea como partículas separadas. Los diluyentes inertes comprenden del 5% al 80% del lecho de adsorbente. Esta dilución reduce el cambio térmico y da por resultado un aumento de la capacidad de N_{2} y de recuperación de producto O_{2}.

Se ha contemplado una mezcla de partículas de adsorbente y catalizador en procesos en los que se combinan la reacción y la separación en un reactor de cambio de presión (PSR) (Alpay y otros, Chem. Eng. Sci. 49, 5845-5864). En esta exposición se consideraban mezclas de varios adsorbentes con un catalizador de Pt-Al_{2}O_{3} en tres esquemas diferentes de reacción industrial de interés. Los resultados sugieren mejoras en el rendimiento de la conversión usando el PSR, si se comparan con los de los reactores de flujo uniforme usuales.

Walter ha dado a conocer, en la Patente de Alemania Nº 4.443.191, la reducción del cambio térmico usando para ello un solo vaso con múltiples compartimientos internos, que cada uno contiene adsorbente. Los compartimientos están en contacto térmico y dispuestos de modo que los compartimientos adyacentes están en adsorción y desadsorción simultáneamente. Se transfiere calor desde los compartimientos adsorbentes a los compartimientos desadsorbentes. Esto dio por resultado una mayor capacidad de trabajo.

Savage ha descrito, en la Patente de EE.UU. Nº 4.283.204, el uso de una partícula adsorbente que contiene un componente magnetizable. Se aplica un campo magnético a través del lecho, que estabiliza el adsorbente e impide su fluidificación. No se mencionan los efectos de la transferencia térmica entre el adsorbente y las partículas magnéticas. Los pasos de adsorción y desadsorción se llevan a cabo a la misma presión.

Toussaint (Patente de EE.UU. Nº 5.203.887) sugiere una disminución del coste del adsorbente sustituyendo para ello por una capa de NaX, menos costoso, la de LiX cara, en el extremo del producto de un lecho usado en procesos de separación del aire. Se puede también incorporar una segunda capa de NaX en el extremo de alimentación del adsorbedor.

La depuración de un gas, y más concretamente la predepuración del aire, representa otra clase de procesos de separación por adsorción en los que se pueden aplicar múltiples adsorbentes para mejorar las actuaciones del proceso. El funcionamiento de las instalaciones para la separación de aire por criogenia requiere grandes cantidades de aire pretratado. Para evitar la congelación y el taponamiento del intercambiador de calor primario, se debe disminuir la concentración de contaminantes, tal como la de CO_{2} y la de H_{2}O hasta menos de 1 ppm. Se debe además mantener muy baja la concentración de hidrocarburos ligeros que tengan una baja solubilidad en los líquidos criógenos, tales como el acetileno y ciertos hidrocarburos C_{3}-C_{8}, típicamente en menos de 1 ppb, para evitar la acumulación dentro del sistema de destilación criógena. Actualmente, en las aplicaciones de predepuración del aire se usan tanto la Adsorción por Cambio Térmico (TSA) como la adsorción por cambio de presión (PSA).

En los predepuradores por TSA se hace uso de una cantidad relativamente pequeña de gas de purga calentado para regenerar los lechos de adsorción. La relación típica de purga a alimentación es 15%. Las unidades de TSA son extremadamente eficaces para separar de una alimentación de aire los contaminantes principales, tales como el CO_{2}, la H_{3}O, y la mayor parte de los hidrocarburos, debido a que tales adsorbedores emplean usualmente adsorbentes fuertes. Cualquier CO y H_{2} contenidos en la alimentación son arrastrados en general en el producto. Si es necesario separar el CO y el H_{2}, se lleva a cabo una oxidación secuencial del CO y del H_{2} por conversión catalítica. Los adsorbentes fuertes usados en los procesos de TSA, tales como la zeolita 5A o 13X, requieren las grandes fuerzas de impulsión térmica disponibles mediante la TSA para efectuar una adsorción adecuada. Las cargas de adsorbato operantes y las selectividades de los contaminantes principales en estos adsorbentes fuertes son tales que el CO_{2} irrumpe en la corriente de producto antes que el acetileno y que la mayor parte de los demás hidrocarburos que son perjudiciales para el funcionamiento de la instalación de separación de aire por criogenia, por ejemplo, de los hidrocarburos C_{3} a C_{8}.

El gas de alimentación es usualmente enfriado para reducir al mínimo el contenido de agua de la alimentación, lo que a su vez reduce la cantidad de adsorbente requerida. Aunque el proceso de la TSA da por resultado una relación de purga a alimentación relativamente baja, el calentamiento inherente de la purga y el enfriamiento de la alimentación hacen que aumenten los costes tanto de inversión de capital como de funcionamiento del proceso.

Los predepuradores de PSA hacen uso de una purga a temperatura casi ambiente para regenerar los lechos de adsorción. La reducida fuerza de impulsión de que se dispone por solo el cambio de presión requiere un adsorbente más débil (por ejemplo, la alúmina), ciclos más cortos, y relaciones más altas de purga a alimentación, en comparación con los procesos de TSA, a fin de conseguir una desadsorción adecuada de los contaminantes H_{2}O y CO_{2}. En la predepuración de la PSA son típicas las relaciones de purga a alimentación del 40% al 60%.

Las cargas operantes de H_{2}O y CO_{2} en los adsorbentes débiles usados en la PSA pueden realmente ser mayores que las usadas para las zeolitas fuertes. Desafortunadamente, los adsorbentes débiles, tales como la alúmina activada, son incapaces de retener lo suficiente los hidrocarburos ligeros tales como el acetileno en un lecho de un tamaño razonable y el C_{2}H_{2} irrumpe en la corriente de producto por delante del CO_{2}. Esto conduce a una condición de funcionamiento potencialmente peligrosa en un proceso de separación del aire por criogenia. Aunque los costes de inversión de capital asociados con un predepurador de PSA son más bajos que los de uno de TSA, los requisitos de energía total pueden ser más altos. En particular, las pérdidas por soplado o por despresurización aumentan el consumo de energía en los predepuradores de PSA, es decir, que los ciclos son mucho más rápidos en las unidades de PSA que en las unidades de TSA, lo que da por resultado un aumento de la frecuencia de pasos con pérdida por soplado.

A la luz de las anteriores consideraciones, existe la necesidad en la técnica de la predepuración de un lecho de adsorbente de PSA que posea las características de desadsorción favorables de la alúmina activada, y que sin embargo tenga la selectividad del acetileno y la carga asociada con las zeolitas más fuertes. Además, existe la necesidad de reducir al mínimo las pérdidas por soplado a fin de reducir la energía de funcionamiento. En la técnica anterior se ha tratado de abordar algunos de estos problemas.

Hitachi, en la solicitud de Patente de Alemania 3045451, describe un sistema de dos lechos de adsorbente. El primer adsorbente (13X) se usa para adsorber altas concentraciones tanto de H_{2}O como de CO_{2}, suprimiéndose así la coadsorción de nitrógeno. El segundo adsorbente (alúmina activada) no coadsorbe nitrógeno muy intensamente. Se usa la alúmina para completar la adsorción de H_{2}O y CO_{2}. Al reducir al mínimo la coadsorción de nitrógeno en los lechos, se reducen igualmente al mínimo las pérdidas por soplado durante la despresurización. La separación de hidrocarburos ligeros no fue abordada.

Kumar, en la Patente de EE.UU. Nº 4.711.645, describe un predepurador de PSA que hace uso de la alúmina activada para adsorber H_{2}O, y de la 13X para adsorber el CO_{2}. El uso de alúmina activada para adsorber H_{2}O se traduce en un menor aumento de la temperatura en la alimentación que si se usara el 13X para todo el lecho. Esto aumenta la capacidad efectiva de la zona de 13X para adsorber CO_{2}. Otras zeolitas sugeridas por Kumar para la segunda zona la mordenita 5A, CaA, CaX y Na. La separación de hidrocarburos ligeros no fue abordada.

Jain, en la Patente de EE.UU. Nº 5.232.474 usa también una capa de alúmina activada seguida de una capa de 13X. Se reivindica aquí que la capa de alúmina activada se usa para adsorber toda el H_{2}O y la mayor parte del CO_{2}. La finalidad de la capa de 13X de aguas abajo es separar los hidrocarburos y el CO_{2} residual de la corriente de gas. Jain sostiene que la capa de 13X no está destinada a separar grandes cantidades de CO_{2}.

Además de la técnica anterior citada en lo que antecede, que se refiere a los procesos de separación de gas en masa o de predepuración del aire, la técnica anterior ofrece también varios métodos diferentes de despliegue de mezclas de materiales, por ejemplo, mezclando físicamente al menos dos materiales diferentes, ligando químicamente al menos dos materiales diferentes integralmente en forma de glóbulos, pastillas o granular, y ligando químicamente estructuras preconformadas. En lo que antecede se han citado ya ejemplos de estructuras típicas simples de materiales individuales. La ligadura de materiales diferentes en una sola partícula de adsorbente o en una sola estructura preconformada comporta típicamente pasos de mezcla en húmedo, de curado, de secado, y de activación. El producto final compuesto puede comportarse mejor que la media de sus componentes individuales. Esta mejora de las actuaciones no siempre ha sido bien comprendida, sino que tales mejoras se han atribuido frecuentemente al aumento del área de la superficie y/o de la actividad resultante del procesado de la mezcla. En esencia, estas mezclas o compuestos representan un nuevo adsorbente de propiedades físicas mejoradas.

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Frigert (Patente de EE.UU. Nº 3.025.233) sugiere núcleos porosos integrales, o adsorbentes estructurados, para el filtrado, el secado y la depuración de fluidos de refrigeración. Se puede combinar la zeolita, la alúmina activada y un aglomerante inerte, en diversas proporciones, en un núcleo conformado poroso.

Chi y otros (Patente de EE.UU. Nº 3.899.310) combinaron alúmina activa y zeolita para formar un adsorbente compuesto para adsorción de los compuestos de ácidos grasos de gases refrigerantes. La capacidad de adsorción del compuesto era doble que la de una mezcla simple de esos mismos adsorbentes. Chi sostuvo la hipótesis de que el área de la superficie activa del compuesto era mayor que la de los componentes adsorbentes.

Plee (Patente de EE.UU. Nº 5.173.462) preparó un adsorbente compuesto que contenía del 70% al 95% de zeolita con un 30% al 5% de aglomerante de arcilla, donde la fracción de zeolita era una mezcla de = 95% de CaX bajo en sílice y < 5% del tipo A. La metodología específica del procesado, la activación y el secado aplicada al compuesto se consideraba importante para sus actuaciones en los procesos de separación del aire.

Fleming y otros, en la Patente de EE.UU. Nº 4.762.537, describen un glóbulo de adsorbente compuesto por el 50-95% en peso de alúmina y el 5-50% en peso de zeolita tipo Y para la adsorción de HCl en el margen de 100 ppm. El método de producción del adsorbente da por resultado regímenes y capacidades para HCl que son tan altos como para un glóbulo de NaY puro, pero que tienen la resistencia química al HCl de la alúmina activada pura. No se hace mención de los efectos de la transferencia de calor entre la alúmina y el NaY durante la desadsorción ni en el paso de adsorción en el que se separa el HCl de la corriente de gas.

Objetos del invento

Es por lo tanto un objeto del invento el de proporcionar un sistema y un proceso de PSA que reduzcan el coste de los procesos de adsorción en los que se emplean adsorbentes de altas actuaciones, de elevado coste. Este objetivo está apoyado por la mejora del rendimiento del adsorbente y/o por la reducción del coste del adsorbente. Un mejor rendimiento del adsorbente significa una mayor eficacia del adsorbente para la separación deseada.

Otro objeto del invento es el de proporcionar un proceso y un sistema de predepuración de PSA seguro y flexible que garantice una separación más eficaz de los contaminantes, con menores requisitos de energía, en comparación con los de los sistemas existentes de la técnica anterior.

Sumario del invento

El invento comprende un sistema de PSA mejorado, tal como se ha definido en la Reivindicación 1, y un proceso tal como se ha definido en la Reivindicación 4.

Breve descripción de los dibujos

Otros objetos, características y ventajas se les ocurrirán a los expertos en la técnica a la vista de la descripción que sigue de realizaciones preferidas, y de los dibujos que se acompañan, en los cuales:

La Fig. 1 es un gráfico de las isotermas de adsorción para adsorbentes de NaX y LiX.

La Fig. 2 es un gráfico de las caldas isostéricas de adsorción para nitrógeno adsorbido en adsorbentes de NiX y NaX.

Las Figs. 3a y 3b son diagramas esquemáticos de realizaciones del invento.

La Fig. 4 es un gráfico en el que se ha ilustrado la variación del factor de separación adiabática para LiX y NaX con temperatura (T_{1}) del lecho.

La Fig. 5 es un gráfico en el que se ha ilustrado la variación de la capacidad de trabajo adiabático de N_{2} para LiX y NaX con temperatura (T_{1}) del lecho.

La Fig. 6 es un gráfico en el que se ha ilustrado la variación del factor de separación adiabática para mezclas de LiX/NaX con temperatura (T_{1}) del lecho.

La Fig. 7 es un gráfico en el que se ha ilustrado la variación del producto de factor de separación (\alpha) por la carga \DeltaCO_{2} con temperatura (T_{1}) del lecho para mezclas de NaY/Al_{2}O_{3}.

La Fig. 8 es un diagrama esquemático de un lecho de adsorbente predepurador de PSA de la técnica anterior en el que hay dos adsorbentes en capas individualizadas.

La Fig. 9 es un diagrama esquemático de una realización del invento en la que una capa de adsorción de alúmina va seguida de una capa de adsorción que tiene una mezcla de dos adsorbentes.

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La Fig. 10 es un diagrama esquemático de una realización del invento en la que una capa de adsorción de alúmina va seguida de una capa de adsorción en la que hay dos adsorbentes combinados en un material adsorbente compuesto.

Descripción detallada del invento

El presente invento reduce el coste del producto (o los productos) obtenido de los procesos de separación por adsorción. Se ha comprobado que se puede mejorar sorprendentemente la eficacia del adsorbente mezclando para ello un adsorbente débil y uno fuerte (en comparación con uno u otro de los adsorbentes usados individualmente) en tales proporciones en la zona de adsorción principal que se reduzca el cambio térmico entre los pasos de adsorción y desadsorción.

En esta exposición, los términos "fuerte" y "débil" se refieren a la cantidad o fuerza o relativa del componente pesado adsorbido y a las caldas relativas de adsorción de los componentes pesados para dos o más adsorbentes. El componente pesado en una mezcla de fluidos es aquel componente que es más favorablemente adsorbido (adsorbido con la carga máxima) en comparación con los otros componentes más ligeros en la mezcla. A menos que exista alguna exclusión de tamaño molecular de los componentes fluidos por el adsorbente, la calda más alta de adsorción estará en general asociada con el componente pesado. Estas características se han demostrado en la Figura 1 y en la Figura 2 para el N_{2} y el O_{2} adsorbidos en los adsorbentes NaX y LiX (relación de SiO_{2}/Al_{2}O_{3} = 2,0). El nitrógeno es el componente pesado para ambos adsorbentes, mientras que el LiX es el adsorbente fuerte y el NaX es el componente débil de acuerdo con las isotermas de 300ºK ilustradas en la Figura 1. El adsorbente de LiX fuerte tiene también una calda más alta de adsorción (\DeltaH_{N2}), comparada con la del NaX, como se ha ilustrado en la Fig. 2. En este documento, una calda más alta de adsorción significa el mayor valor absoluto de la calda de adsorción.

La mezcla de un adsorbente débil (calda de adsorción de bajo componente pesado) con un adsorbente fuerte (calda de adsorción de alto componente pesado) da por resultado una temperatura de adsorción local más baja, y una temperatura de desadsorción local más alta. Por consiguiente, el cambio térmico se reduce en cada sección del adsorbedor, y en consecuencia aumenta la capacidad de trabajo del componente pesado para el adsorbente fuerte. El efecto neto sobre la capacidad de trabajo del componente pesado depende de las cantidades relativas de adsorbentes fuerte y débil en la mezcla, pero sorprendentemente es posible aumentar tanto la capacidad de trabajo como la selectividad de trabajo de la mezcla sobre la de los adsorbentes individuales, para unas mismas condiciones del proceso. Por otra parte, las mezclas de adsorbentes que dan por resultado unas actuaciones más bajas del proceso general, pueden seguir siendo deseables si la reducción neta de coste del adsorbente más que compensa a las penalizaciones en cuanto a coste de las actuaciones más bajas. En conjunto, sin embargo, el impacto en el coste del proceso es máximo cuando la relación de los costes de los adsorbentes individuales en la mezcla es grande.

Como se verá con más detalle en lo que sigue, la mezcla de adsorbentes de acuerdo con los principios del invento puede aplicarse a una gran diversidad de separaciones, por ejemplo a la producción de O_{2} a partir del aire, a la recuperación del CO_{2} de los gases de escape o gases de cola de H_{2}, y a la predepuración del aire.

Los adsorbentes se despliegan por el método de este invento en zonas de adsorciones distintas, como se ha ilustrado en las Figuras 3a y 3b. La zona de pre-tratamiento 1 es la más próxima a la entrada de la alimentación, y su finalidad es la de separar de la corriente de alimentación cualesquiera contaminantes no deseables. Son contaminantes típicos en la separación del aire el agua y el dióxido de carbono. Quienes sean expertos en la técnica apreciarán el uso de las zeolitas, la alúmina activada, el gel de sílice, así como de otros adsorbentes apropiados en la zona de pre-tratamiento. La zona de adsorbente principal 2 sigue a la zona de pre-tratamiento. En la Fig. 3a, la zona de adsorción principal, la cual incluye tanto una zona de equilibrio como una zona de transferencia de masa, contiene una mezcla de adsorbentes selectiva de los componentes pesados primarios en la alimentación. En la Fig. 3b se tiene igualmente una zona de pre-tratamiento 1. No obstante, esta realización difiere de la de la Fig. 3a en que la capa de mezcla está en la zona de equilibrio 3, y la zona de transferencia de masa 4 comprende una capa del adsorbente fuerte.

Cualesquiera de los componentes pesados y/o ligeros pueden ser productos deseables en los procesos de este invento. El adsorbente simple más preferido para una separación particular deberá poseer una alta capacidad de trabajo y una alta selectividad de trabajo. No obstante, tal adsorbente preferido es usualmente costoso y suele ir acompañado de una alta calda de adsorción y de un cambio térmico adverso significativo en el proceso de separación. La mezcla de un adsorbente más débil y menos caro con el adsorbente preferido (más fuerte) puede dar por resultado un coste del producto total más bajo si la mezcla de adsorbentes no se traduce en penalización alguna significativa en las actuaciones del proceso.

El concepto de factor de separación adiabática se ha empleado a fin de evaluar las actuaciones potenciales de la separación en masa de varios adsorbentes y sus mezclas. El concepto de factor de separación adiabática se ha estudiado en el documento EP-A-0 875 279 (publicado con fecha 4-11-98), el cual se refiere a la evaluación y la selección de adsorbentes para lechos en capas para separaciones de gas en masa.

El método de evaluación del adsorbente es importante para la selección de los adsorbentes para la mezcla en la zona de adsorbente principal. El objetivo de tal evaluación es el de estimar el comportamiento en la separación de cada adsorbente individual en las condiciones del proceso reales o aproximadas a éstas. Esto se efectúa definiendo el factor de separación adiabática (\alpha) y la capacidad de trabajo (\DeltaX), tal como vienen dados en la Ecuación (1) para el ejemplo de una composición de fluido binaria.

(1)\alpha = \frac{\Delta X_{j}}{\Delta X_{k}} = \frac{L_{j} (y_{1}\cdot p_{h}\cdot T_{1})...-L_{j}(y_{1}\cdot p_{L} \cdot T_{2}...}{L_{k}(y_{1}\cdot p_{H}\cdot T_{1})...-L_{k} (y_{1}\cdot p_{L}\cdot T_{2})...}

En la Ecuación (1) se evalúa la cantidad de adsorbato o de carga (L) para cada constituyente a la temperatura, presión y composición que prevalezcan en el lecho al final de los pasos de adsorción y de desadsorción en un proceso adiabático. Los términos del numerador y del denominador de la Ecuación (1) representan las capacidades de trabajo del componente pesado (j) y del componente ligero (k), respectivamente. Los parámetros y, p, T representan, respectivamente, la composición, la presión y la temperatura. Los subíndices (H,1) y (L,2) designan el final de la adsorción y el final de la desadsorción, respectivamente. Esta evaluación se efectúa usando cualquier modelo isotermo de múltiples componentes apropiado, por ejemplo, la correlación de la relación de carga (Young, "Gas Separation by Adsorption Processes" ("Separación de Gas por Procesos de Adsorción"), 1987). Cualquiera de tales modelos requiere, por supuesto, ciertos datos de adsorción representativos de los componentes fluidos de interés. El cambio de temperatura (T_{1} - T_{2}) se puede determinar a partir de la simulación de un proceso adiabático de experimentación, o bien ser estimado aplicando para ello un simple equilibrio de energía. Este análisis supone equilibrio en todo el lecho de adsorbente al final de los pasos de adsorción y de desadsorción.

La Ecuación (1) ha sido aplicada a un proceso de separación de aire para determinar la variación en el factor de separación con la temperatura cuando las presiones de adsorción y de desadsorción son 1,5 bar y 0,3 bar, respectivamente. Los resultados se han dado en la Fig. 4, en la cual la temperatura en abscisas representa la temperatura del lecho al final del paso de adsorción (T_{1}).

Además del factor de separación adiabática ilustrado en la Fig. 4, también es importante la capacidad de trabajo de N_{2} adiabática (\DeltaN_{2}) para las actuaciones del proceso. La (\DeltaN_{2}) para LiX es mayor que para NaX para temperaturas del lecho superiores a aproximadamente 265ºK, y menor que la capacidad de trabajo del NaX para temperaturas menores que 265ºK, como se ha ilustrado en la Fig. 5. Este ejemplo ilustra la importancia de la evaluación de los adsorbentes de acuerdo con sus comportamientos esperados bajo condiciones de proceso adiabático, en contraste con la comparación de solamente cargas en un solo punto de las isotermas, tales como las de la Fig. 1.

En el presente ejemplo de separación de aire, el adsorbente de NaX más débil es realmente el adsorbente preferido para aplicaciones a baja temperatura (< 265ºK). La capacidad de trabajo adiabático, el factor de separación adiabática y/o el producto de estos dos parámetros pueden ser usados en la selección de un adsorbente preferido.

Los beneficios que se derivan de este invento dependen de la mezcla de dos o más adsorbentes con características carga y térmicas algo diferentes. Además, el adsorbente más débil no debe ser inerte, y ambos materiales deben ser adsorbentes con capacidades de trabajo que no sean cero del componente pesado, es decir, tanto para los adsorbentes fuertes (A) como para los débiles (B):

[\Delta X_{j}]_{A} > 0

(2)[\Delta X_{j}]_{B} > 0

Para destacar el hecho de que el adsorbente débil tiene una capacidad de trabajo del componente pesado que no es cero, se prefiere que:

(3)[\Delta X_{j}]_{B}

\hskip1cm

0,05[\Delta X_{j}]_{A}

Finalmente, tanto los adsorbentes fuertes (A) como los débiles (B) deben presentar capacidad de separación en equilibrio (selectividad) en las separaciones de gas en masa para los componentes pesados sobre los ligeros:

\alpha_{A} > 1,0

(4)\alpha_{B} > 1,0

Como una primera aproximación, se puede aplicar el análisis de la separación adiabática a mezclas de adsorbentes prospectivas. El análisis descrito en lo que antecede es de aplicación individualmente a los adsorbentes fuertes y débiles. Sin embargo, el cambio térmico se estima para la mezcla como la diferencia de temperaturas media ponderada (T_{1} - T2) de los adsorbentes individuales en las condiciones del proceso de interés, es decir, los cambios térmicos del adsorbente individual ponderados por la proporción de cada adsorbente en la mezcla. Análogamente, las cargas de adsorbato para la mezcla de adsorbentes son las medias ponderadas de las cargas individuales. Por ejemplo, la carga de adsorbato para una mezcla de dos adsorbentes se calcularía como sigue:

(5)(\Delta X_{i})_{mez} = \gamma (\Delta X_{i})_{A} + (1-\gamma) (\Delta X_{i})_{B}

donde \gamma es la fracción del adsorbente fuerte (A) en la mezcla, y las cargas de \DeltaX_{i} se determinan como se ha ilustrado en la Ecuación (1) para cada combinación de adsorbato/adsorbente. Es de esperar que las mejores actuaciones en el proceso de separación de gas en masa correspondan a la más alta capacidad de trabajo y al más alto factor de separación determinados para los adsorbentes, ya sea individuales o ya sea mezclados. Cualquiera del factor de separación (\alpha) o del producto del factor de separación por la capacidad de trabajo del componente pesado (\alpha\DeltaX_{j}) es un buen indicador de las máximas actuaciones en el proceso de separación en masa.

Esta evaluación solamente da una aproximación de las actuaciones de la parte del lecho que se comporta en una forma de pseudo equilibrio. Quienes sean expertos en la técnica reconocerán que puede haber una región dinámica (zona de transferencia de masa) en el lecho de adsorbente, que detraiga de las actuaciones generales del proceso. Varios ejemplos no limitadores ilustran el uso de mezclas de adsorbentes para separaciones en masa, de acuerdo con el invento.

Ejemplo 1

La mezcla de LiX (2.0) con NaX ha sido evaluada para uso en un proceso de separación de aire en el que el componente ligero, el O_{2}, es el producto deseado, y el componente pesado es el N_{2}. Estos son los mismos adsorbentes de los cuales se han ilustrado las características en las Figuras 1, 2, 4, 6. Los análisis del factor de separación adiabática proporcionan los resultados que se han dado en la Figura 6 para mezclas de adsorbentes uniformes del 20%, el 50% y el 80% de NaX, siendo el resto de LiX. Las mezclas se determinan sobre la base del peso. Para este análisis sirvieron como condiciones representativas del proceso las siguientes: para la adsorción (1,5 bar, yO_{2} = 0,22, yN_{2} = 0,78), y para la desadsorción (0,3 bar, yO_{2} = 0,05, yN_{2} = 0,95). Los cambios térmicos del adsorbente único (T_{1} - T_{2}) son de 14K y de 6K para LiX y NaX, respectivamente. En la Figura 6 se ha ilustrado la variación del factor de separación adiabática en función de la temperatura del lecho, es decir, que se determina (T_{1}) al final del paso de adsorción. Evidentemente, las actuaciones de la mezcla no son una simple media de las actuaciones individuales de los adsorbentes. Sorprendente e inesperadamente, estos resultados indican superiores actuaciones en la separación de aire para una mezcla del 20% de NaX y el 80% de LiX para una gama de temperaturas del lecho desde 270ºK hasta 320ºK, es decir, mejor selectividad y capacidad de trabajo para la mezcla que para uno cualquiera de los adsorbentes individualmente. Hay muy poco deterioro de las actuaciones de esa mezcla hasta 340ºK. Tales mejoras, relativas a la masa de la mezcla, son sumamente improbables para cualquier mezcla consistente en un adsorbente y un material inerte.

En el estrecho margen desde 255ºK hasta 275ºK, se prefiere una mezcla del 50%/50% de los adsorbentes, mientras que en los regímenes de temperatura baja (NaX) y de temperatura alta (LiX) se prefieren los adsorbentes simples (sin mezclar). Además, para temperaturas superiores a 270ºK se prefiere la mezcla de 50%/50%. La Figura 6 sugiere una degradación de tan solo del 5%-7% en el factor de separación (recuperación de producto) para esta mezcla de 50%/50% a temperaturas superiores a 290ºK.

Puesto que el coste del NaX es solo una fracción del coste del LiX, esta mezcla de 50%/50% puede dar por resultado economías en el coste total del producto. Los resultados de la Figura 6 muestran también que las mezclas de adsorbentes pueden moderar el cambio de rendimiento de la separación debido a cambios en la temperatura. Esta característica puede aplicarse para mejorar la estabilidad del funcionamiento de los procesos que deban funcionar en regiones de temperatura variable.

Los resultados de la Figura 6 fueron obtenidos con una relación de presiones de 5,0, es decir, de la relación de presiones de adsorción a desadsorción. Se efectuó un análisis similar para mezclas de LiX/NaX con una relación de presiones de 3,0 usando la misma presión de adsorción de 1,5 bar que en la Figura 6. Los resultados para ambas relaciones de presión se han resumido en la Tabla I, en la que se presentan las mezclas de adsorbentes preferidas como función tanto de la relación de presiones como de la temperatura del lecho. La Tabla I proporciona una guía general con respecto a las relaciones de NaX/LiX para la separación de aire. Esta Tabla no está destinada a limitar el alcance del invento.

Ejemplo 2

La mezcla de alúmina activada (Al_{2}O_{3}) con NaY ha sido evaluada para uso en la recuperación de CO_{2} de los gases de escape de la combustión, en que el componente pesado, el CO_{2}, es el producto deseado, y el componente ligero predominante es el N_{2}. El NaY es el adsorbente mucho más fuerte y tiene la mayor capacidad de trabajo para el componente pesado, si bien la alúmina activada tiene un mayor factor de separación adiabática (\DeltaCO_{2}/\DeltaN_{2}). Por esta razón, el producto del factor de separación por la capacidad de trabajo del componente pesado proporciona la mejor medida de la eficacia de la mezcla.

Para el análisis del factor de separación adiabática sirvieron como condiciones representativas del proceso las siguientes: las de adsorción (105 kPa, YCO_{2} = 0,12, YN_{2} = 0,88), y las de desadsorción (6 kPa, yCO_{2} = 0,80, YN_{2} = 0,20). Los cambios térmicos de adsorbente único (T_{1} - T2) son: 9,8K y 1,2K para el NaY y el Al_{2}O_{3}, respectivamente.

\newpage

Los resultados del análisis para las mezclas de adsorbentes (NaY/Al_{2}O_{3}) que contienen el 25% en peso, el 50% en peso, y el 75% en peso de NaY, se han dado en la Figura 7. La mezcla preferida varía con la temperatura del lecho (T_{1}), teniendo lugar las máximas actuaciones en márgenes relativamente estrechos de la temperatura para cada mezcla de adsorbentes. Para temperaturas superiores a 300ºK, está previsto que las mezclas que contienen el 25% de alúmina, que es la menos cara, no sufren casi reducción alguna en las actuaciones del proceso. Incluso las mezclas que contienen el 50% de alúmina presentan tan solo una modesta reducción en las actuaciones esperadas de la separación.

La relación más deseable de los adsorbentes en la mezcla depende mucho de la temperatura de funcionamiento del proceso, para temperaturas inferiores a 300ºK. Se repitió este análisis para otros adsorbentes, para concentraciones de alimentación de CO_{2} que se extienden hasta 60 mol.% y para purezas del producto CO_{2} hasta 90 mol.%. Se vio que las mezclas de NaY/Al_{2}O_{3} son la mejor elección para temperaturas de funcionamiento de hasta 350ºK, mientras que las mezclas de NaX (2.0 o 2.3)/Al_{2}O_{3} son las preferidas para temperaturas superiores a 350ºK.

Ejemplo 3

Se efectuaron pruebas del proceso de separación de aire por VPSA en una instalación piloto, para evaluar las mezclas de adsorbentes similares a las descritas en el Ejemplo 1. Se empleó un proceso de VPSA, en el que se producía O_{2} con un 90% de pureza y en el que se utilizaban pasos del ciclo como los descritos en la Patente de EE.UU. Nº 5.702.504, para la prueba de adsorbentes 13X HP (NaX) (2.5), LiX (2.0) y mezclas de los mismos. Las presiones de adsorción y de desadsorción fueron de 1,43 bar y 0,3 bar, respectivamente. La profundidad del lecho (1,4 m) y el régimen de alimentación se mantuvieron constantes para todas las pruebas de adsorbentes individuales y mezclas de adsorbentes. Los tiempos de los ciclos se variaron en la medida que se requería para conseguir producto O_{2} de una pureza del 90%. Primero se probaron individualmente adsorbentes 13X HP y LiX (2.0) (que podían obtenerse de la firma UOP de Des Plaines, IL. (EE.UU.)) Se sometieron también a prueba mezclas de estos dos adsorbentes, consistentes en el 20% en peso de 13X HP/80% en peso de LiX y 50% en peso de 13X HP/50% en peso de LiX. La recuperación de producto O_{2}, el factor de tamaño del lecho (BSF) y la energía para cada prueba se normalizaron para los resultados para el adsorbente LiX (2.0). Los resultados se han resumido en la Tabla 2.

Las actuaciones del proceso usando la mezcla del 20% en peso de 13X HP/80% en peso de LiX, muestran una modesta degradación en la recuperación de producto, en el BSF y en el consumo unitario de energía, en comparación con el proceso usando solamente el adsorbente de altas actuaciones LiX (2.0). Todas estas actuaciones se degradan más sustancialmente para la mezcla del 50% en peso de 13X HP/50% en peso de LiX. Estos resultados están en general de acuerdo con las predicciones de los análisis de separación adiabática, si bien los resultados de las pruebas reflejan también los efectos de la falta de equilibrio en las actuaciones generales, es decir, que en el modelo se abordan solamente las actuaciones en la zona de equilibrio, mientras que los resultados de las pruebas incluyen también los efectos en la zona de transferencia de masa.

Ejemplo 4

Finalmente, se extendieron las pruebas piloto del Ejemplo 3 para incluir una capa del adsorbente fuerte LiX (2.0) en lugar de la mezcla de adsorbentes en la región de la zona de transferencia del lecho. Previamente se había determinado, en el documento EP-A-0 875 279, que la zona de transferencia de masa para este proceso (tal como queda definida al final del paso de adsorción) representa aproximadamente el 25% de la masa de adsorción principal total. Puesto que se espera que el comportamiento de la adsorción en la zona de transferencia de masa sea diferente al del resto del lecho (zona de equilibrio), las características de la adsorción preferida para esta zona pueden ser diferentes a las que dan los mejores resultados en la zona de equilibrio.

Para someter a prueba este concepto, se sustituyó el 25% de la mezcla de adsorbentes más próxima al extremo del producto del lecho por LiX para las dos mezclas del Ejemplo 3. La nueva configuración se ha representado en la Figura 3b (descrita en lo que antecede). Estas configuraciones fueron sometidas a prueba en las mismas condiciones descritas en el Ejemplo 3. Los resultados se han presentado en la Tabla II.

La sustitución de la capa superior de la mezcla por LiX (2,0) dio por resultado tan solo un pequeño aumento de la recuperación de producto y casi ningún cambio en el BSF y en la energía para la mezcla del 20% en peso de 13X HP/80% en peso de LiX. Por consiguiente, la cantidad relativamente pequeña del adsorbente débil tenía escasa influencia en las actuaciones en la zona de transferencia de masa. Se constató un efecto mucho más significativo con la mezcla del 50% en peso de 13X HP/50% en peso de LiX cuando se sustituyó la mezcla en la zona de transferencia por solo LiX. Aunque las actuaciones seguían siendo más bajas que en el caso de solamente LiX en todo el lecho, la degradación de las actuaciones fue mucho más modesta cuando se usó LiX en la zona de transferencia de masa en lugar de la mezcla. La significativa reducción general del costoso adsorbente en este lecho puede reducir el coste total del producto, incluso aún con las actuaciones ligeramente degradadas, pero ello depende de la relación de costes de los adsorbentes débil y fuerte.

TABLA I

Margen de Temperaturas	Cantidad de	Cantidad de	Relación de Presiones
en el Lecho (ºK)	NaX (% en peso)	LiX (% en peso)
	en la Mezcla	en la Mezcla
270-340	10-30	90-70	5,00
250-280	50,00	50,00	5,00
<260	100,00	0,00	5,00
280-340	0-30	100-70	3,00
260-280	30-50	70-50	3,00
<260	100,00	0,00	3,00

TABLA II Actuaciones de Planta Piloto por VPSA Normalizada

	Recuperación de O_{2}	BSF	Energía
13X HP	0,43	2,7	2,2
LiX (2.0)	1,0	1,0	1,0
LiX (2.0)/13X HP	0,94	1.08	1,03
Mezcla 80/20
LiX (2.0)/13X HP	0,97	1,08	1,03
75% (Mezcla 80/20) + 25% LiX(2.0)
LiX (2.0)/13X HP	0,85	1.29	1,16
Mezcla 50/50
LiX (2.0)/13X HP	0,92	1,17	1,09
75% (Mezcla 50/50) + 25% LiX(2.0)

Como puede verse del estudio hecho en lo que antecede, el presente invento difiere de la técnica anterior en que en el presente invento se mezclan dos o más adsorbentes de diferentes fuerzas de adsorción, mientras que según la técnica anterior se mezclaba un adsorbente con un material inerte. La variación cíclica térmica se reduce en la mezcla de adsorbentes debido a las diferencias tanto en las caldas de adsorción como en las capacidades de trabajo para los adsorbentes individuales. A diferencia de un material inerte, el adsorbente más débil contribuye directamente a la capacidad de trabajo del componente pesado y contribuye por lo tanto a mantener un tamaño de lecho bajo.

El uso de materiales inertes de ya sea capacidad calorífica baja o ya sea de capacidad calorífica alta, según la técnica anterior, va acompañado de las claras desventajas de una más baja selectividad de almacenamiento, una más baja capacidad de trabajo del componente pesado por unidad de volumen del lecho, mayores lechos de adsorbedor y mayor caída de presión en el lecho.

La más baja selectividad de almacenamiento es el resultado de la mayor cantidad espacios vacíos no selectivos por unidad de peso de adsorbente activo cuando se añaden materiales inertes. El espacio vacío entre partículas (activas y/o inertes) no es selectivo debido a que no tiene capacidad de separación. El aumento de los espacios vacíos no selectivos en los lechos reduce la recuperación de producto, y puede también contribuir a una más baja pureza del producto. Puesto que la masa de adsorbente activo por unidad de volumen del lecho disminuye con la adición de materiales inertes, se debe aumentar la longitud del lecho para procesar la misma cantidad de fluido de alimentación por unidad de tiempo. Ese es el resultado de una reducción de la capacidad de trabajo del componente pesado por unidad de volumen del lecho, incluso aunque para algunas fracciones de dilución pueda aumentar la capacidad de trabajo del componente pesado por unidad de masa de adsorbente. Una vez que se haya incluido la masa del material inerte, la capacidad de trabajo del componente pesado por unidad de masa de la mezcla disminuye en comparación con la del adsorbente solo. Esa es una diferencia clave de las mezclas de adsorbentes fuerte y débil, en las que la capacidad de trabajo por unidad de masa de la mezcla puede ser realmente mayor que la capacidad de trabajo de uno cualquiera de los adsorbentes individuales. La mayor profundidad del lecho que se requiere cuando se usan materiales inertes se traduce en una mayor caída de presión, mayores vasos, y un más alto consumo de energía por unidad para un flujo de alimentación dado. Los materiales inertes de alta capacidad calorífica son materiales de alta densidad. El peso añadido de estos materiales en el vaso del adsorbedor puede requerir cimientos y apoyos del lecho más fuertes. Tales materiales inertes pueden ser también bastante caros. Estas desventajas o bien son inexistentes o bien quedan significativamente minimizadas para la mezcla de adsorbentes fuerte y débil.

En el caso de que se añadan materiales inertes para llenar los espacios vacíos entre partículas de adsorbente activas, la reducción de los espacios vacíos conduce a un aumento significativo de la velocidad del flujo local. Esto da por resultado una pérdida de presión mucho mayor a través del lecho del adsorbedor. Los adsorbentes usados en el presente invento tienen propiedades físicas similares, tales que la fracción de espacios vacíos entre partículas y la conductividad térmica y el calor específico de la mezcla son similares a los correspondientes a un lecho que consista solamente en un adsorbente individual. La densidad de los componentes en la mezcla puede diferir más que estas otras propiedades, de modo que la densidad de la mezcla estará próxima a la media de los adsorbentes componentes.

Las mezclas de dos o más adsorbentes son potencialmente aplicables a cualquier separación de fluido. La recuperación de ya sea el componente pesado o ya el componente ligero, producto de una mezcla de fluidos, se ha demostrado usando la separación de aire (producto O_{2}), y la recuperación de CO_{2} de los gases de escape, respectivamente, como ejemplos de separación en masa. En los procesos por los que se obtienen coproductos, en los que se recuperan como productos componentes tanto pesados como ligeros, se pueden también utilizar mezclas de adsorbentes.

Se han establecido los factores de separación adiabática y las capacidades de trabajo de los componentes pesados para adsorbentes individuales para las condiciones del proceso de interés, para separaciones de gas en masa. Los adsorbentes fuertes y débiles se seleccionan sobre la base de caldas de componentes relativamente pesados de adsorción y de los criterios de los Ecuaciones (2) y (4). Se evalúan los mejores candidatos para las mezclas, para las diferentes proporciones de adsorbentes, usando la misma metodología de separación adiabática aplicada a los adsorbentes individuales. Las mejores mezclas se identifican como aquellas que mejoran las actuaciones del proceso y/o reducen el coste del producto. Otra característica del presente invento es la una mayor estabilidad térmica de las mezclas en comparación con las de los adsorbentes individuales. Cuando el factor de separación adiabática o la capacidad de trabajo cambian significativamente por cambios pequeños o moderados en la temperatura de funcionamiento del proceso, el proceso pasa a ser menos estable, y es más difícil mantener la productividad en el nivel deseado. La mezcla de adsorbentes de diferentes comportamientos térmicos da por resultado cambios más moderados en las actuaciones con los cambios de temperatura.

Los anteriores ejemplos representan separaciones con cambios térmicos de modestos a pequeños. Las mezclas de adsorbentes se pueden aplicar con un efecto todavía más significativo sobre las actuaciones del proceso cuando el cambio térmico en el proceso sea grande.

Los conceptos en los que se confía con respecto a las mezclas pueden ser aplicados de un modo similar a materiales compuestos que comprendan dos o más adsorbentes. Los materiales compuestos identificados en la técnica anterior consisten típicamente en uno o más adsorbentes y un aglomerante inserte. Tales materiales están ligados física y/o químicamente en una estructura adsorbente integral (glóbulo, pastilla, o preconformado). Estos compuestos y su método de fabricación han sido desarrollados individualmente para procesos de separación específicos. Los materiales compuestos de la técnica anterior que contienen más de un adsorbente fallan en cuanto a presentar cualquier disminución en el cambio térmico del proceso resultante de la mezcla de adsorbentes. Aunque otros factores de las actuaciones del proceso de adsorción han experimentado mejoras como resultado del material compuesto, tales mejoras han sido atribuidas a las mejoras de las propiedades del material compuesto con respecto a las de los adsorbentes individuales. En otras palabras, el procesado de los adsorbentes individuales y de los aglomerantes inertes da por resultado un material compuesto con propiedades diferentes, que pueden ser atribuidas a las que representaría una simple media de sus constituyentes. En el presente invento, las mejoras de las actuaciones tienen lugar como resultado de los cambios en las condiciones locales del proceso, que son inducidos por la simple combinación de adsorbentes; mientras que en el uso de los materiales compuestos de la técnica anterior, las mejoras en el proceso son el resultado directo de las superiores propiedades del material compuesto, comparadas con las propiedades de sus ingredientes adsorbentes aisladamente. El despliegue del presente invento no depende de la combinación de adsorbentes individuales integralmente en una estructura compuesta, aunque tal despliegue no quede excluido por este invento. Más bien, se puede llevar a la práctica el presente invento combinando adsorbentes individuales como una simple mezcla en un adsorbedor.

Aunque el estudio hecho en lo que antecede está dirigido a procesos de adsorción para separaciones en masa, algunos de los mismos conceptos pueden extenderse a procesos de depuración para la separación de contaminantes en concentraciones desde bajas a vestigios. Un ejemplo de uno de tales procesos es el de predepuración del aire con anterioridad a la separación por criogenia. Ambos procesos de predepuración, el de TSA y el de PSA, han sido aplicados en la técnica anterior para separar agua, dióxido de carbono e hidrocarburos ligeros de una corriente de alimentación de aire.

Aunque la predepuración por PSA no requiere regeneración térmica ni enfriamiento de la alimentación, como en la predepuración por TSA, la desadsorción es más difícil que en los procesos por TSA. Como resultado, se requiere más gas de purga y la separación de los hidrocarburos ligeros, tales como el acetileno, es más difícil. La técnica anterior ha abordado estos problemas, proporcionando para ello un lecho adsorbente compuesto consistente en una capa de alúmina activada para la separación de la totalidad del agua y de la mayor parte del CO_{2} seguida de una capa corta de tamiz molecular de 13X para la limpieza final del CO_{2} y la separación del acetileno. No obstante, esta configuración y la elección de los adsorbentes da por resultado un alto consumo de energía debido a la significativa pérdida por soplado y a los altos requisitos de purga.

Estos problemas han sido abordados parcialmente sustituyendo para ello el adsorbente 13X fuerte por un adsorbente de NaY menos fuerte, como se ha descrito en el documento EP-A-0 847 792. La configuración resultante ilustrada en la Figura 8 (que se describe en lo que sigue) conserva los beneficios de la capa de alúmina débil al proporcionar buenas capacidades de trabajo de H_{2}O y CO_{2} al tiempo que se reduce la coadsorción de productos ligeros N_{2} y O_{2}, usando para ello el NaY como el adsorbente fuerte. Además, el C_{2}H_{2} se separa con preferencia al CO_{2}, de modo que una irrupción de CO_{2} representa un precursor de una irrupción de C_{2}H_{2}. Esto proporciona una ventaja de seguridad de funcionamiento, debido al criterio de bajo nivel para la irrupción del CO_{2}, es decir <0,25 ppm de CO_{2}. En otras palabras, se puede controlar el proceso de un modo sencillo sobre la base de que una escasa o nula irrupción de CO_{2} garantiza una retención completa del C_{2}H_{2}.

Aunque la combinación de una capa de adsorbente de alúmina débil seguida de una capa de NaY fuerte proporciona ventajas significativas sobre la predepuración de aire de la técnica anterior, el uso de mezclas de adsorbentes de acuerdo con el presente invento proporciona beneficios todavía mayores. La coadsorción de componentes de productos ligeros N_{2} y O_{2} y el cambio térmico asociado se pueden reducir sustituyendo para ello la capa de adsorbente fuerte y una parte de la capa de adsorbente débil por una capa consistente en una mezcla de adsorbentes fuerte y débil. Esta mezcla puede adoptar la forma de una mezcla de adsorbentes individuales, o bien de un material compuesto que incorpore los adsorbentes fuerte y débil en estructura aglomeradas, tales como glóbulos o pastillas.

La adsorción de los componentes ligeros del aire (N_{2} y O_{2} son ligeros comparados con la H_{2}O, el CO_{2} y el C_{2}H_{2}) en la capa de adsorbente fuerte individualizada puede reducirse al mínimo, y se puede reducir el cambio térmico indeseable, empleando para ello una capa de mezcla de adsorbentes para mejorar las actuaciones generales. Los adsorbentes fuerte y débil se definen de acuerdo con las Ecuaciones (2) y (3) (consideradas en lo que antecede) y con las caldas de componentes pesados de adsorción. Con el fin de seleccionar los adsorbentes para mezclas para la predepuración de aire, se eligen el CO_{2} y el N_{2} como los componentes representativos pesado y ligero, respectivamente. Las ecuaciones (1) y (4) (consideradas en lo que antecede) están orientadas a las separaciones en masa y no son pertinentes para los procesos de depuración en los que los componentes pesados primarios están presentes solamente en concentraciones de bajas a vestigios en la alimentación. La aplicación de estos conceptos para establecer una mezcla de adsorbentes que contenga NaY y alúmina da por resultado una mayor retención de los componentes pesados CO_{2} y C_{2}H_{2}. Esta mejora se consigue proporcionando una capa final de adsorbentes fuerte y débil mezclados, en lugar de la capa individualizada antes mencionada de adsorbente fuerte solamente, y extendiendo la función de esa capa final para incluir la separación sustancial de CO_{2} así como la limpieza de los vestigios o final de CO_{2}. Por supuesto, la separación con preferencia del C_{2}H_{2} sobre el CO_{2} se conserva, manteniendo para ello una proporción suficiente del adsorbente fuerte en la mezcla. Esta configuración que implica una capa de adsorbente débil seguida de una capa de mezcla de adsorbentes, se ha ilustrado en la Figura 9 en lo que sigue. Las actuaciones generales del predepurador se mejoran en términos de menores pérdidas por soplado, más bajos requisitos de purga, y menor consumo de energía. En lo que sigue se describen otros beneficios y ejemplos específicos del invento.

La selección del adsorbente fuerte para el extremo del producto del lecho es crítica para el invento. El adsorbente debe separar lo suficiente el acetileno y otros hidrocarburos con preferencia al CO_{2}, de tal modo que el CO_{2} irrumpa a través del lecho por delante del acetileno, gas que es peligroso para el funcionamiento de la instalación. Además, la coadsorción de N_{2} y O_{2} deberá reducirse al mínimo en las condiciones de funcionamiento del proceso. Finalmente, el adsorbente fuerte debe ser de autolimpieza con respecto al acetileno, es decir, que el proceso debe ser capaz de desadsorber todo el C_{2}H_{2} introducido en el adsorbedor en cada ciclo después de alcanzar un estado uniforme cíclico.

Comparado con la alúmina activada, el NaY es un adsorbente fuerte. Las pruebas de irrupción isotérmica de adsorbentes individuales indican que la capacidad de equilibrio del NaY para el acetileno es aproximadamente 10 veces mayor que la de la alúmina activada. Además, el NaY adsorbe acetileno con preferencia sobre el CO_{2} para las concentraciones que se encuentran en la alimentación de los predepuradores de PSA, por ejemplo, de típicamente menos de 1 ppm. No obstante, el NaY requiere más purga que la alúmina activada para la eficaz desadsorción del acetileno.

Una capa debidamente dimensionada de NaY usada en el extremo de producto de un predepurador de PSA en capas (véase la Figura 8, que se describe en lo sigue), que contenga alúmina activada en el extremo de alimentación para separar la masa principal del CO_{2} y la H_{2}O, mejora significativamente las actuaciones y la economía del ciclo. Por ejemplo, la capacidad de irrupción del C_{2}H_{2} de un lecho en capas que contenga el 20% de NaY será más del doble que la de un lecho de igual tamaño que contenga solamente alúmina activada pura. La cantidad de NaY usada en los lechos tiene también importancia desde el punto de vista económico. La optimización del ciclo dependerá en parte del coste relativo de la energía, de la cantidad de hidrocarburos que hayan de ser separados, y del rendimiento de funcionamiento de la instalación de separación de aire a la que se esté dando servicio.

El uso de una mezcla de NaY y alúmina activada requiere que ambos adsorbentes sean secados a fondo antes de mezclarlos. El NaY debe ser mantenido en un estado seco tal que las cargas de agua en el NaY no sean mayores que el 4,0% en peso, más preferiblemente que sean menores que el 2,0% en peso, y lo más preferiblemente que sean menores que el 0,8% en peso. Si se usa una capa individualizada de alúmina activada, como se ha ilustrado en las Figuras 8 y 9, la capa de alúmina activada en el extremo de alimentación debe se entonces cargada y secada in situ con anterioridad a la carga del NaY o de la capa mezclada que contiene NaY. El secado in situ de esta primera capa se efectúa haciendo funcionar para ello al predepurador de PSA aproximadamente un 50% del tiempo de su ciclo de diseño durante un período de aproximadamente 22 a 24 horas. El trabajo en ciclos cortos de una instalación en esas condiciones garantiza la separación de todos los contaminantes del aire de la corriente de producto y seca la alúmina hasta cargas de agua muy bajas. Quienes sean expertos en la técnica apreciarán que el espacio de tiempo necesario para secar la alúmina dependerá del tamaño del lecho y del caudal de gas de purga. El gas de purga podría ser también calentado para acelerar el proceso de secado. Cuando se hace funcionar la instalación cíclicamente para secar la capa de alúmina, el margen preferido de flujo de gas es del 10% al 100% de la carga de diseño, es más preferible el caso en que esté entre el 30% y el 80%, y es el más preferido el caso en que esté entre el 40% y el 60%. Cuando se abran los vasos para cargar el NaY o la mezcla, se introduce una purga seca (de aire o de otro gas adecuado) para evitar la rehidratación de los adsorbentes secos.

Una realización del presente invento es una mejora sobre el lecho en capas nuevo descrito en el documento EP-A-0 847 792, por cuanto el presente invento comprende el uso de un adsorbente más fuerte en comparación (de preferencia el NaY) y un adsorbente más débil en comparación (de preferencia de partículas de alúmina activada), ya sea mezclados en una sola zona, o ya sea en forma de una partícula compuesta. En una realización preferida del lecho en capas, el adsorbente más fuerte está situado en el extremo de producto del lecho.

En la Figura 8 se ha ilustrado un lecho de adsorbente de predepurador de TSA de acuerdo con la realización de lecho en capas del documento EP-A-0 847 792, La dirección del flujo de fluido durante el paso de adsorción viene dada por las flechas. En la Figura 8, el colector más bajo está lleno de bolas de cerámica inertes 11 que actúan tanto para la distribución del flujo como para el soporte del lecho. Una rejilla 12 de acero inoxidable soporta el lecho de adsorbente. El propio lecho consta de dos capas. La capa inferior y mayor es de alúmina activada 13; la capa superior más pequeña es de NaY 14. La superficie superior del lecho está sujeta por una segunda rejilla de acero inoxidable 15 que es mantenida en posición mediante una capa adicional de bolas de cerámica 16 que llenan el colector superior. Las bolas de cerámica 11 y 16 pueden graduarse de diversos tamaños, para proporcionar una distribución mejorada del flujo. Las bolas no son necesarias para la puesta en práctica del invento.

De acuerdo con el documento EP-A-0 847 792, la relación preferida de NaY a alúmina activada para un lecho en capas está comprendida entre el 5% de NaY/95% de alúmina activada y el 95% de NaY/5% de alúmina activada. Una relación más preferida era una comprendida entre el 10% de NaY/90% de alúmina activada y el 50% de NaY/50% de alúmina activada. La relación más preferida es una comprendida entre el 10% de NaY/90% de alúmina activada y el 30% de NaY/70% de alúmina activada. Las anteriores relaciones son de aplicación a la configuración en capas individualizadas, es decir, que toda la alúmina está en la capa más próxima al extremo de alimentación y todo el NaY está en la capa más próxima al extremo de producto del adsorbedor.

Una realización del predepurador mejorado del presente invento comprende una configuración en capas en la cual la capa más próxima al extremo de producto del lecho comprende una mezcla de adsorbentes de NaY y alúmina. Esto se ha ilustrado en la Figura 9 (los números de referencia que son comunes se refieren a elementos que son comunes con los de la Figura 8). La capa 13 más próxima al extremo de alimentación del lecho contiene solamente alúmina. La cantidad de NaY en la capa mezclada 24 no deberá ser inferior al mínimo requerido en la configuración en capas individualizadas. La función de la capa mezclada 24 en la Figura 9 combina las funciones de la capa de NaY y parte de la capa de alúmina en la configuración de la Figura 8. Este diseño de capas mezcladas ofrece significativas ventajas de actuaciones sobre el predepurador en capas individualizadas, y es por lo tanto el que se prefiere.

El método más preferido de puesta en práctica del presente invento se ha ilustrado en la Fig. 10 (los números de referencia que son comunes se refrieren a los elementos que son comunes con los de la Figura 8). Aquí, la capa 34 representa una capa en la que el NaY y la alúmina pueden estar contenidos en un adsorbente de material compuesto. La preparación de tal material compuesto se ha descrito en la Patente de EE.UU. Nº 5.096.871 (de Lever).

En los predepuradores de capas de adsorbentes mezclados o materiales compuestos del invento, la relación preferida de NaY a alúmina activada para un lecho en capas está entre el 5% de NaY/95% de alúmina activada, y el 95% de NaY/5% de alúmina activada. Una relación más preferida era la comprendida entre el 10% de NaY/90% de alúmina activada y el 50% de NaY/50% de alúmina activada. La relación más preferida es una comprendida entre el 13% de NaY/87% de alúmina activada y el 25% de NaY/75% de alúmina activada.

Los predepuradores que comprenden las mezclas de alúmina/NaY y el material compuesto de alúmina/NaY se prefieren sobre los de lecho en capas del documento EP-A-0 847 792 a la vista del hecho de que los primeros predepuradores han aumentado la capacidad, han aumentado la flexibilidad del proceso y del ciclo, han reducido las relaciones de purga/alimentación, han reducido los costes de inversión de capital y han reducido los costes de la energía. Estas configuraciones dan también por resultado una más alta productividad en la unidad de separación de aire (ASU), producen mejor estabilidad de funcionamiento de la ASU a las altas temperaturas del aire de alimentación, y adsorben el acetileno (C_{2}H_{2}) con preferencia con respecto al CO_{2}.

Ejemplo 5

Se efectuaron varias pruebas en una instalación piloto de predepurador para comparar las actuaciones de las configuraciones de lecho en capa individualizada (Figura 8) y de capa de material compuesto (Figura 10). La capa de material compuesto fue construida con un adsorbente compuesto que comprendía el 40% de NaY y el 60% de alúmina activada. En cada configuración de lecho se incluyó la misma cantidad total de adsorbente, y la proporción de cada adsorbente permaneció también constante, es decir, el 17,8% de NaY total y el 82,2% de alúmina total. La instalación piloto incluía dos adsorbedores que funcionaban desfasados (un lecho en adsorción, el otro lecho en una secuencia de soplado, purga y represurización). Cada vaso del adsorbedor tiene 8,26 cm de diámetro, con una profundidad del lecho de adsorbente de 2,13 m. Se usó un simple ciclo de cuatro pasos, como se ha indicado en lo que antecede (por ejemplo, de adsorción, soplado, purga, y represurización) sin interacciones de lecho a lecho. Los tiempos de los pasos del ciclo fueron los siguientes: 25 minutos para la adsorción; 3,0 a 5,0 minutos para la presurización, y de 30 a 40 segundos para la despresurización (soplado). Se determinaron las actuaciones para diversos caudales de la alimentación, temperaturas, presiones y caudales de purga, tal como ha resumido en la Tabla III para las dos configuraciones de lecho.

Comparando las dos configuraciones en los Casos 1 y 2 de prueba, para presión de alimentación de 10,0 bar y temperatura de la alimentación de 314ºK, el lecho del predepurador que contenía el adsorbente de material compuesto era capa de procesar un 10,5% más de aire, a la vez que requería menos purga y una menor concentración de CO_{2} de irrupción. El lecho de la capa de material compuesto puede procesar una cantidad similar de aire con un contenido de agua significativamente más alto, comparado con el de la configuración de la capa individualizada, como se ha ilustrado mediante los resultados para los Casos 3 y 4, en donde la temperatura de la alimentación para el Caso 4 es 8ºK más alta. Este servicio mejorado del agua se consigue con un requisito de purga más bajo y sin irrupción de CO_{2}, comparado con los del lecho de la capa individualizada. Se evidencian resultados similares a la presión de alimentación más baja, de 6,9 bar, en los Casos 5 y 6, donde de nuevo el lecho de la capa de material compuesto procesa el 19,3% más de aire cuando se mantiene la cantidad de purga equivalente a la del lecho de la capa individualizada. De nuevo la irrupción de CO_{2} es menor para la configuración de material compuesto. Son también posibles reducciones sustanciales del flujo de purga con el lecho de la capa de material compuesto. Esto se ha ilustrado comparando el Caso 2 de material compuesto con el Caso 7 de material compuesto, donde una reducción del 15,6% del flujo de aire de alimentación se traduce en una reducción del 39,9% en la purga. Esta mejora es todavía más significativa cuando se compara el Caso 7 con el resultado de la capa individualizada en el Caso 1. En los Casos 1-7 no había virtualmente irrupción alguna de acetileno.

Con el fin de ilustrar que el diseño de predepurador de PSA mejorado adsorbe preferentemente el C_{2}H_{2} antes que el CO_{2}, se efectuó una prueba piloto con el aire de alimentación de entrada "sembrado" con aproximadamente 0,33 ppm de C_{2}H_{2}. Se extendió el paso de adsorción para permitir una irrupción de CO_{2} a 10 ppm. Luego se midió el C_{2}H_{2} y se comprobó que era < 0,75 ppb, como se ha ilustrado en la Tabla III para el Caso 8, verificándose la selectividad del C_{2}H_{2} sobre el CO_{2} para el material compuesto de NaY/alúmina. Se obtiene un resultado similar para la configuración de capa individualizada.

En todas las pruebas en que se comparan las dos configuraciones del lecho, el diseño de lecho de material compuesto era superior en cuanto a actuaciones al diseño de capa individualizada. El diseño de lecho de material compuesto da por resultado un aumento de la capacidad de flujo de alimentación de hasta el 20%, relaciones más bajas de purga/alimentación, y mejor retención del CO_{2}, si se compara con el diseño de capa individualizada. Puesto que el diseño de capa individualizada representa ya una mejora sobre la técnica anterior, los resultados del de capa compuesta son bastante sustanciales cuando se comparan con los de los predepuradores de PSA de la técnica anterior. Hemos de hacer notar que esperamos que se obtendrían resultados similares a los expuestos en lo que antecede para una capa de mezcla que tenga adsorbentes fuerte y débil en la misma relación que en el material compuesto.

El predepurador del invento ofrece varias ventajas sobre los predepuradores de PSA conocidos. En primer lugar, el invento proporciona la separación del C_{2}H_{2} del aire hasta menos de 1,0 ppb, con una irrupción incipiente consistente del frente de adsorción de CO_{2} con anterioridad a la irrupción del C_{2}H_{2}. Esto proporciona un medio relativamente simple de garantizar la seguridad del proceso, es decir, que el paso de alimentación del predepurador se termina al principio de la irrupción del frente de adsorción de CO_{2}. Otro beneficio del invento, en lo que se refiere a la predepuración, es el de un aumento de la flexibilidad del proceso que se deriva del funcionamiento con más bajas relaciones de purga/alimentación. Esto permite la producción de más N_{2} y se traduce en menores costes por energía. La combinación de estos beneficios con tiempos de represurización más largos disminuye las perturbaciones de presión y de flujo en la caja de frío, cuyo resultado neto es el de una reducción de las fluctuaciones de la pureza del producto. Además, aunque el coste del funcionamiento general del lecho de PSA en capas es menor que el de un lecho con un solo adsorbente, el coste del funcionamiento del lecho mezclado o de material compuesto es todavía más bajo que el de la alternativa del lecho en capas. Esto es debido, en gran parte, a los más largos tiempos del paso de adsorción y, por consiguiente, a las menores pérdidas por soplado experimentadas. Finalmente, el sistema no requiere equipo físico alguno adicional para el sistema, y puede ser puesto en práctica en los vasos existentes.

10

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Los predepuradores de lecho compuesto de adsorbente de material compuesto o mezclado se comportarán bien en una diversidad de condiciones, incluidas las siguientes:

1.: Presiones de alimentación de aire de bajas a moderadas, desde 3,75 a 21,7 bar, con un margen preferido de 5,1 a 14,8 bar.

2.: Temperaturas de la alimentación de aire de bajas a moderadas, desde 278 a 345ºK, con un margen preferido de 288 a 322ºK.

3.: Relaciones de purga a alimentación de bajas a altas, desde el 25% al 65%, con un margen preferido del 35% al 50%.

Podría modificarse la ingeniería de los adsorbentes más fuertes que el NaY, por métodos conocidos en la técnica, para que tuviesen propiedades similares a las del NaY. Tales métodos pueden incluir, aunque sin quedar limitados a ellos, el cambio de la relación de SiO_{2}/Al_{2}O_{3}, del contenido de cristales de zeolita, del contenido de aglomerante, y del contenido de H_{2}O residual. Por ejemplo, los 13X y 5A podrían modificarse de la manera descrita en lo que antecede para obtener un adsorbente que tuviese una coadsorción de nitrógeno reducida y suficiente capacidad para los adsorbatos retenidos más fuertemente (por ejemplo, el C_{2}H_{2} y el CO_{2}). Es de hacer notar que las realizaciones de predepurador del invento no quedan limitadas a los adsorbentes mencionados ni tampoco están limitadas al uso de precisamente dos adsorbentes.

El diseño de lechos de adsorbedor eficientes para ciclos de adsorción de cambio de presión y el funcionamiento de estos ciclos se efectúan por medios bien conocidos en la técnica. Por ejemplo, se puede llevar a la práctica el invento usando dos o más lechos que operen desfasados cada uno con respecto al otro.

Las mezclas de dos o más adsorbentes son potencialmente aplicables a cualquier separación de fluido. La recuperación de ya sea el componente pesado o ya sea el componente ligero, como producto de una mezcla de fluidos, ha sido demostrada usando como ejemplos la separación de aire (producto O_{2}), la recuperación de CO_{2} de los gases de escape, y la predepuración. En los procesos de coproductos, mediante los cuales se recuperan como productos componentes tanto pesados como ligeros, se pueden también utilizar mezclas de adsorbentes.

Aunque el presente invento está dirigido a separaciones de gas específicas, se ha presentado una metodología para seleccionar y evaluar mezclas de adsorbentes para cualquier separación de interés. Como otras separaciones aplicables se incluyen, aunque sin quedar limitados a ellas, las de: O_{2}/Ar, H_{2}O/CO_{2}/N_{2} o aire, CO_{2}/H_{2}/CH_{4}/CO/N_{2} y el secado de cualquier corriente de fluido.

Aunque los ejemplos expuestos en lo que antecede describen el uso de dos adsorbentes mezclados juntos en una zona de adsorbente principal para separar una mezcla binaria de gases, se puede aplicar el invento al mezclado de dos o más adsorbentes en una o más zonas de adsorbente principal, y a la separación de uno o más componentes de mezclas de mezclas de fluidos que contengan más de dos componentes. El fluido a ser separado puede ser o bien un gas o bien un líquido. También se han contemplado las capas y las capas múltiples de mezclas de adsorbentes, configuradas en las zonas tanto de equilibrio como de transferencia de masa de un adsorbedor, combinando para ello la metodología del presente invento con los conceptos del documento EP-A-0 875 279.

Aunque se ha pretendido mezclas adsorbentes de características físicas similares, por ejemplo, las de tamaño de partículas, de densidad, etc., no es necesario quedar sujetos por tales limitaciones. La mezcla de adsorbentes de características físicas similares garantiza una caída de presión por unidad de longitud del lecho y fracciones de espacios vacíos en el lecho similares a las de los adsorbentes individuales. A la inversa, puede haber situaciones en las que se puedan aplicar diferentes características físicas de los componentes adsorbentes en la mezcla para mejorar las actuaciones generales del proceso, por ejemplo, usando diferentes tamaños de partículas para mejorar los regímenes generales de adsorción.

Todos los conceptos de las realizaciones antes descritas son de aplicación en general a todo un margen de condiciones del proceso, por ejemplo, de temperatura, de presión, de relación de presiones, de velocidad de alimentación, etc. Únicamente es necesario evaluar las características de las mezclas de adsorbentes/materiales compuestos en las condiciones del proceso de interés, a fin de seleccionar la mezcla/material compuesto que proporcione las máximas actuaciones del proceso. Análogamente, estos conceptos pueden ser aplicados a procesos de un solo lecho, así como a los de múltiples lechos que operen con ciclos subatmosféricos (VSA), transatmosféricos (VPSA), o superatmosféricos (PSA). Los conceptos de mezcla de adsorbentes/material compuesto aquí descritos no quedan limitados a cualquier configuración de adsorbedor o disposición de flujo particular. Por ejemplo, se puede aplicar el invento de un modo efectivo a adsorbedores de flujo axial, de flujo radial, o de flujo lateral, o similares. El adsorbente (o los adsorbentes) puede estar sujeto o no sujeto dentro del vaso del adsorbedor.

Claims

1. Un aparato de adsorción de cambio de presión para separar un componente pesado de un componente ligero en una corriente de gas de alimentación, en que dicho aparato incluye un vaso de adsorción que tiene un extremo de alimentación para la introducción de dicha corriente de gas de alimentación en el mismo, y un extremo de producto para la recuperación de gas de alimentación depurado desde el mismo, conteniendo dicho vaso de adsorción un lecho de adsorbente que comprende una primera capa de adsorbente (13) y una segunda capa de adsorbente (24, 34) aguas debajo de la primera capa de adsorbente, siendo dicha primera capa de adsorbente una capa de adsorbente único de alúmina activada y comprendiendo dicha segunda capa de adsorbente ya sea una mezcla que comprenda dos o más adsorbentes, o ya sea un adsorbente de material compuesto que comprenda dos o más adsorbentes, en que al menos uno de dichos adsorbentes de dicha segunda capa de adsorbente es alúmina activada y el otro es NaY.

2. El aparato de la Reivindicación 1, en el que dicha segunda capa de adsorbente (24) está constituida por una mezcla que comprende dos o más adsorbentes, en la que al menos uno de dichos adsorbentes es alúmina activada y el otro es NaY.

3. El aparato de la Reivindicación 1, en el que dicha segunda capa de adsorbente (34) está constituida por un material compuesto que comprende dos o más adsorbentes, en el que al menos uno de dichos adsorbentes es alúmina activada y el otro es NaY.

4. Un proceso para separar un componente pesado de un componente ligero en una corriente de alimentación, comprendiendo dicho proceso hacer pasar dicha corriente de alimentación sobre un lecho de adsorbente que comprende una primera capa de adsorbente (13) y una segunda capa de adsorbente (24, 34) aguas debajo de la primera capa de adsorbente, siendo dicha primera capa de adsorbente una capa de un adsorbente único de alúmina activada, y comprendiendo dicha segunda capa de adsorbente ya sea una mezcla que comprenda dos o más adsorbentes, o ya sea un adsorbente de material compuesto que comprenda dos o más adsorbentes, en que al menos uno de dichos adsorbentes de dicha segunda capa de adsorbentes es alúmina activada y el otro es NaY, y en que dicho componente pesado es adsorbido sobre dichos adsorbentes.

5. El proceso de la Reivindicación 4, en el que dicho componente pesado es nitrógeno.

6. El proceso de la Reivindicación 4 ó 5, en el que dicha corriente de alimentación es de aire.

7. El proceso de la Reivindicación 4, en el que dicho componente pesado es CO_{2} y dicho componente ligero es N_{2}.