Brevet FR2311837A1 — publié le 19761217

L'invention concerne l'hydrocracking d'huiles hydrocarbonées bouillant dans les zones moyennes de distillation ou dans les gammes supérieures d'ébullition, sous une pression supérieure à le. pression atmosphá- rique, à température élevée, en présence d'hydrogène et d'un catalyseur solide d'hydrocracking, en vue d'obtenir des produits plus volatils et notamment de l'essence. L'hydrocracking se carae-ttrise par le fait qu'il s'effectue en présence d'hydrogène, s@us pression relativement élevée et à une température suffisante pour craquer les grosses molécules hydrocarbonées, que contient la charge, en hydrocarbures de poids moléculaire plus faible, bouillant dans les limites de l'ébullition de l'essence et en présence diun catalyseur capable d'hydrogéner les composés insaturea oui se forment lors du stade de cracking du procédé. Comme exemples le charges hydrocarbonées appropriées, on citera des gas oils, atmosphérique et sous vide, de fractions de distillation directe ou -de produits craqués, les produits lourds de recyclage, les rési- dus sous vide desasphaltés, c'est-à-dire les hydrocarbures de point d'ébul lition initial supérieur à 30000 environ, et principalement de domaine d'ébullition compris entre, par exemple, 340 et 60000 environ. On notera que les charges hydrocarbonées renferment en général des composés azotés qui peuvent atteindre des concentrations de l'ordre de plusieurs milliers le ppm (parties par million d'azote dans la @harge). Le catalyser d'hydrocracking se compose d'au moins deux constituants essentiels, l'un servant à accomplir la phase l'hydrogénation de la réaction et qui est constitué d'au rois un métal, l'autre servant à accomplir le craquage proprement dit et qui est une substance à action acide, cette substance étant soit un halogène, soit le support lui-même du catalyseur sur lequel est déposé le constituant hydrogénant. Le constituant d'hydrogénai on du catalyseur est donc généralement choisi parmi au moins un métal des éléments des groupes VI A et VIII de la classification périodique américaine des éléments, sous forme de métal libre, ou sous forme d'un oxyde ou d'un sulfure. On peut citer, comme métaux, le cobalt, le nickel, le fer, le chrome, le molybdène, le tungstène, le palladium, le platine, le ruthenium, le rhodium, l'osmium, l'iridium ou les mélanges des deux, ou plus de ces métaux, par exemple les couples molybdène-palladium, molybdène-platine, molybdène-nickel, nickel-chrome ou les triplets nickel-palladium-molybdène, nickel-cobalt-molybiène, etc... Les catalyseurs renfermant un métal noble de la famille du platine (platine, palladium, iridium, rhodium, osmium, ruthenium) peuvent- avant-ageusement renfermer jusqu'à 10 ffi environ, en poids, d'halogène combiné, fluor ou chlore, en tant que constituant acide de la composition catalytique. Quelle que soit la nature du ou des constituants catalytiques actifs, ceux-ci généralement, sont mis sous forme de produit composite avec un support solide approprié qui peut etre soit un produit naturel, soit un produit de synthèse. On citera les divers silicates d'aluminium, ainsi que ceux traités par des acides pour accroître leur activité, les diverses argiles contenant de l'alumine, des sables, des terres, etc... On peut citer les mélanges de silice et d'alumine, la zircone, la magnésite, l'oxyde de thorium, l'oxyde de bore, de titane, de strontium, les alumines, les zircone-alumines, les zircone-silices, les zircone-alumine-silices, les magnesie-silices, etc... Les méthodes de préparation des catalyseur d'hydrocracking sont bien connues et ne seront donc pas décrites ici. En général, les conditions opératoires dans les réactions d'hydrocracking dépendent des diverses caractéristiques physiques et chimiques des hydrocarbures de la charge. Elles dépendent également de la nature du catalyseur utilisé. Les températures sont comprises entre environ 300 et 5500C, de préférence entre 300 - 500 C, les pressions entre 15 et 250 atmosphères, de préférence entre 50 et 250, les pressions plus élevées semblant favoriser l'élimination destructrice de tous les composés azotés restants ainsi que la conversion des hydrocarbures qui bouillent en dessus de 3000C environ. On utilise généralement une vitesse spatiale comprise entre environ 0,3 et 15 (de préférence entre 0,) et 3) volumes de charge liquide par volume de catalyseur et par heure. Dans les réactions d'hydrocracking, la présence de composés azotés dans la charge pose souvent des problèmes. On sait en effet que les charges renferment des agents de contamination contenant de l'azote ; ces agents ont pour fret de désactiver les constituants de craquage et d'hydrogénation du catalyseur d'hydrocracking. Il en résulte la nécessité, par exemple, d'atteindre des températures élevées, favorisant la dénitrification de la charge avant sa conversion. De plus, l'utilisation de ces températures élevées conduit à la formation d'hydrocarbures légers indésirables tels que méthane, éthane et éventuellement propane et butane. En outre, l'utilisation de températures élevées n'est pas économique.Or, il n'est pas toujours possible ou adéquat de procéder à des traitements préliminaires de la charge en vue d'éliminer au moins la majeure partie des composés azotés, qu'elle peut contenir. D'ailleurs, cette élimination de composés azotés entraîne la formation d'ammoniac qui lui-même a des effets nocifs sur le catalyseur d'hydrocracking de sorte qu'il est alors souhaitable d'éliminer l'ammoniac produit, par exemple, par lavage de effluent dthydrocracking avec un acide aqueux tel que 11 acide chlorhydrique ou sulfurique dilué à contre-courant dans une tour de lavage, de façon à neutraliser l'ammoniac ou encore par exemple, par élimination de l'ammoniac pas passage à contre-courant d'un gaz inerte et léger à travers la phase liquide obtenue par condensation de l'effluent d'hydrocracking, à une vitesse suffisante pour vaporiser (ou stripper) l'ammoniac. q Tous ces procédés engendrent des manipulations assez fastidieuses. Rappelons que, habituellement, dans une charge d'hydrocracking, les composés contenant de l'azote tels que les amines, les indoles, les pyrroles et d'autres composés organiques azotés, désactivent rapidement les catalyseurs classiques utilisés pour l'hydrocracking. Récemment alors, ont été proposés des procédés en présence de catalyseurs dits insensibles à l'ammoniac, certains de ces catalyseurs étant par Nexemple de type zéolitique ou à tamis moléculaire. Ainsi, un de ces procédés consiste à traiter la charge d'abord dans une première zone de réaction en présence d'un catalyseur classique de désulfuration-dénitrification ou d'hydrocracking désulfurant et dénitrifiant la charge, puis dans une deuxième zone de réaction en présence d'un catalyseur d-'hydroeracking insensible à l'ammoniac. Dans la présente invention, on a découvert un procédé permettant d'obtenir d'excellents résultats pour les réactions d'hydrocracking, en opérant en deux étapes de réaction, en utilisant dans la deuxième étape de réaction un catalyseur sensible à l'ammoniac. La présente invention se propose principalement de fournir un procédé d'hydrocracking qui augmente sensiblement le rendement en hydrocarbures bouillant dans la gamme des essences, en évitant les inconvénients provenant des impuretés azotées de la charge. Conformément à l'invention, on soumet une charge d'hydrocarbures de pétrole, souillée par des composés azotés, dans une première zone de réaction, à une température comprise entre 300 et 550 C, sous une pression comprise entre 15 et 250 atmosphères, en présence d'hydrogène, et en présence d'un catalyseur généralement conventionnel, de dénitrification, de désulfuration et/ou d'hydrocracking par exemple comportant au moins un métal hydrogénant déposé sur un support de façon à dénitrifier sensiblement la charge, (l'azote contenu dans la charge sous forme de composés azotés est transformé en ammoniac qui est à son tour éliminé, comme indiqué ci-dessous), en obtenant ainsi un effluent que lton envoie dans une première zone de séparation chaude, dont la pression est de l'ordre de la pression de la première zone de réaction et dont la température est comprise entre 200 et 300"C et de préférenoe entre 250 et 2900C, et dans laquelle on sépare d'une part une fraction vapeur dans laquelle s'est concentré l'ammoniac formé au cours des réactions de dénitri fication des produits azotés que renfermait la charge, cette fraction vapeur renfermant la majeure partie des produits convertis dans la dite première zone de réaction et d'autre part, un effluent liquide dont la teneur en ammoniac-, à ce stade, doit être inférieure à 50 parties en poids pour un million de parties du dit effluent, effluent auquel on ajoute au moins une partie de l'effluent liquide de fond d'une zone de fractionnement définie cidessous (il s'agit là d'une fraction liquide do recyclage des produits non convertis lors de leur passage dans la deuxième étape réactionnelle définie ci-dessous), le mélange ainsi obtenu de l'effluent liquide de la première zone de séparation et de l'effluent de fond étant envoyé, dans une deuxième zone de réaction où il est mis en contact avec un catalyseur classique d'hydrocracking en présence d'hydrogène, à une température comprise entre 300 et 5500C, et sous une pression comprise entre 15 et 250 atmosphères, le nouvel effluent obtenu à la sortie de la deuxième zone de réaction étant mélangé avec la fraction vapeur soutirée de la dite première zone de séparation chaude, puis l'effluent de la deuxième zone de réaction étant envoyé dans une seconde zone de séparation dont la température est comprise entre 70 et 700C, et de préférence entre 35 et 600C, et dont la pression est de l'ordre de la pression qui règne dans la deuxième zone de réaction et d'où l'on soutire d'une part une phase vapeur contenant notamment de l'hydrogène qui pourra être recyclé vers au moins l'une des deux zones de réaction et d'autre part une phase liquide que l'on envoie dans une zone de fractionnement d'où l'on soutire au moins une fraction à titre de produit et d'où l'on soutire également au fondu ladite zone de fractionnement un effluent dit de fond dont au moins une partie est mélangée à l'effluent liquide de la première zone de séparation chaude, en vue d'alimenter la deuxième zone de réaction. Généralement, le catalyseur, soit de la première soit de la deuxième zone de réaction, renferme 0,5 à 15 % en poids d'au moins un métal du groupe VI A ou VIII, mais lorsque le métal est un métal noble de la famille du platine, la concentration en métal est de l'ordre de 0,05 à 4 % en poids. Dans la première et la deuxième zone de réaction, la température est de préférence comprise entre 350 et 4500C, la pression est plus particu lièrement comprise entre 65 et 150 atmosphères. La quantité d'hydrogène est de l'ordre de 150 à 1000 litres normaux par litre de charge dans la première zone de réaction et de l'ordre de 500 à 1500 litres'normaux par litre de la charge alimentant la deuxième zone de réaction Dans la première zone de réaction, la vitesse spatiale horaire est comprise, de préférence, entre 0,) et 3 volumes de charge liquide par volume de catalyseur par heure et dans la deuxième zone de réaction, elle est comprise, de préférence entre 0,5 et 2 volumes.de charge liquide par volume de catalyseur par heure. Dans le procédé selon l'invention, il est essentiel que la teneur en ammoniac de l'effluent envoyé dans la deuxième zone de réaction soit réduite à une teneur relativement faible, inférieure à 50 ppm environ pour pouvoir conserver pondant de longues périodes l'activité hydrocraquante du catalyseur de ia deuxième zone de réaction. Il en résulte que, du fait de la concentration presque négligeable en composés azotés dans la charge de la deuxième zone de réaction, on peut opérer dans la deuxième zone de réaction, dans des conditions moins sévères qu'à l'habitude, par exemple à une température inférieure de 30 à 1000C à la température de la première zone de réaction, et à des vitesses spatiales sensiblement identiques de ltordre de 0,5 à 5 volumes de charge liquide par volume de catalyseur par heure malgré la conversion importante obtenue.Opérer dans des conditions plus douces permet en outre de prolonger la vie du catalyseur utilisé. La figure 1 illustre un des modes de mise en oeflvre de la présente invention. Sur cette figure, pour ne pas la surcharger, on a omis divers agencements non essentiels à la compréhension de l'invention. La charge d'hydrocarbures souillés par des composés azotés dont la teneur peut atteindre 5000 parties ou plus par million et également par des composés sulfurés, est introduite par la conduite l dans la conduite 2 où débouche l'arrivée ithydro- gène par la conduite 3. (Sur le schéma, il s'agit d'hydrogène de recyclage; on peut introduire également de l'hydrogène frais par une conduite non représentée sur la figure). Le mélange hydrogène et charge traverse le réchauffeur 4 et par la ligne 5 atteint le four 6, d'où il est entraîné par la ligne 7 dans la première zone de réaction ou réacteur 8. Ce réacteur contient un lit de catalyseur d'hydrocràcking; il peut y avoir plusieurs lits, ce lit pouvant être fixe, fluide ou mobile, le réacteur, de type axial ou radial par exemple, pouvant d'ailleurs être constitué lui-même de plusieurs zones réactionnelles en série ou en parallèle, superposées ou côte à côte.D'une façon générale, dans ce réacteur 8, les composés azotés donnent naissance à de l'ammoniac qui se dégage et les composés contenant du soufre donnent naissance à de I'hydrogène sulfuré; en outre, il se produit un début de conversion des hydrocarbures lourds en hydrocarbures légers, avec production notamment d'hydrocarbures paraffiniques légers. L'effluent du réacteur 8 en est soutiré par la conduite 9 et envoyé dans un séparateur chaud 13, par les conduites 10 et 12 et après avoir traversé l'échangeur 4 et la chaudière 11, cette chaudière étant affectée à la production de vapeur pour l'entraînement des compresseurs de recyclage. Du séparateur chaud 13 qui est n'importe quel dispositif convenable apte à séparer un liquide d'un gaz, on soutire par la conduite 15 une phase gazeuse, qui contient en particulier des hydrocarbures légers et de l'ammoniac, et par la conduite 16 des hydrocarbures lourds que l'on mélange avec les résidus des fractionnements ultérieurs, ces résidus étant admis par la conduite 3t5, ce mélange alimente par la conduite 16, la zone de pompage 14, et par la conduite 37 atteint l'échangeur 17, puis l'échangeur ou four 19 à travers la conduite 18, puis par la conduite 20, est introduit dans la deuxième zone de réaction d'hydrocracking ou réacteur 21 de type. radial ou axial par exemple qui contient un lit catalytique fixe, fluide ou mobile, le réacteur pouvant d'ailleurs être cons titué lui-même de plusieurs zones réactionnelles en série ou en parallèle, superposées ou côte à côte L9effluent soutiré du réacteur 21 est envoyé par la conduite 22 à travers ltéchangeur 17 d'où il est soutiré et mélangé avec le courant gazeux en provenance de la conduite 15 du séparateur 13. Le mélange résultant est généralement refroidi de sorte que, ultérieurement, lorsque la température de ce mélange tombera aux environs de 60 à 1000C, les produits volatils azotés, ammoniac notamment, se transformeront en majeure partie en sulfures d'ammonium stables, en réagissant avec par exemple, l'hydrogène sulfuré de la phase vapeur soutirée du séparateur 13.Ces sulfures d'ammonium sont éliminés des conduites par tout moyen connu quelconque. En général, la formation de sulfure d'ammonium se produit en aval de la chaudière 24 et en amont du réfrigérant final- non indiqué sur la figure, lui-m8me en amont du dernier ballon séparateur 25. Le mélange de l'effluent liquide du deuxième réacteur et de la fraction vapeur en provenance du séparateur 13, atteint, par la conduite 23, la chaudière 24 génératrice de vapeur, puis le séparateur 25 qui fonctionne sous haute pression et à basse température; dans le séparateur 25, on sépare d'une part un gaz riche en hydrogène qui par la conduite 26, le compresseur 28 et la conduite 29, est recyclé au moins en partie vers les réacteurs sur la figure 1.Le deuxième réacteur peut, d'ailleurs, si nécessaire être alimenté également en totalité ou en partie par de l'hydrogène frais. De l'hydrogène d'appoint peut être introduit dans le système par la conduite 27. L'hydrogène de recyclage peut éventuellement en totalité ou en-partie, alimenter aussi le premier réacteur 8. La fraction liquide soutirée du séparateur 25 est introduite par la conduite 30 dans l'appareil de fractionnement 31. Cet appareil de fractionnement 31 fonctionne dans des conditions appropriées quelconques de température et pression.jugées utiles en vue de l'obtention des produits et essences désirés par des conduites telles que 32, 33 et avec obtention en fond de colonne des produits lourds non convertis, de type "heavy endos", qse l'on soutire par la conduite 35 et que l'on recycle au moins en partie, par la conduite 38 vers le deuxième réacteur 21. Le procédé selon l'invention permet une obtention en grandes proportions d'hydrocarbures bouillant dans le domaine des essences à partir de produits lourds. La présence du premier réacteur où s'amorce un début non négligeable de conversion et l'élimination qui suit des hydrocarbures légers de l'effluent alimentant le deuxième réacteur, permettent de produire des essences avec un degré optimum, dans le deuxième réacteur et des rendements supérieurs à ceux obtenus; dans les procédés antérieurs, l'effluent d'un premier réacteur d'hydrocracking subit généralement à ce stade un fractionnement, le produit lourd obtenu à la suite de ce fractionnement étant envoyé dans un deuxième réacteur.Dans notre procédé, on envoie également dans le réacteur, non seulement des produits lourds obtenus au cours de fractionnements, mais également l'effluent liquide soutiré du premier réacteur. Ainsi l'effluent liquide du premier réacteur est déjà soumis, à un début de conversion dans le deuxième réacteur, ce qui diminuera la quantité du résidu lourd recyclé dans ce même réacteur. Autre- ment dit, les produits non convertis dans le premier réacteur reçoivent déjà un début de conversion dans le deuxième réacteur avant d'être réintroduits dans ce deuxième réacteur après lotir soutirage du fond de la zone de fractionnemènt qui fait suite à ce deuxième réacteur.Comme les produits issus du premier réacteur renferment de l'ammoniac (formé dans le premier réacteur au cours de réactions de dénitrification de composés azotés que renferme la charges) qui serait néfaste au catalyseur classique d'hydrocracking que nous utilisons dans le deuxième réacteur, le procédé selon l'invention permet l'élimination d'une fraction vapeur ammoniacale et l'introduction dans le deuxième réacteur d'une phase liquide sensiblement exempte de composés azotés et d'ammoniac, l'ammoniac étant ensuite éliminé en aval de la seconde étape par précipitation sous forme de sulfure d'ammonium obtenu notamment par réaction avec l'--hydro- gène sulfuré que contient également l'effluent final réactionnel. Le séparateur chaud qui fait suite au premier réacteur permet d'obtenir un effluent liquide dont on a dit que la teneur en composés azotés ne devait pas être supérieure à environ 50 ppm, concentration maximum tolérable pour la bonne tenue du catalyseur utilisé dans le deuxième réacteur ; le procédé présente l'avantage que la phase vapeur soutirée du séparateur, renferme du fait do l'utilisation d'un séparateur chaud, la majeure partie des produits convertis dans la première zone de réaction et notamment les LPG et l'essence.Ces produits, en- ne passant pas dans le deuxième réacteur, puisque la phase vapeur du séparateur chaud "court-circuite" le deuxième réacteur n'épuisent donc pas inutilement la capacité du catalyseur du deuxième réacteur pour craquer ces LPG ; le catalyseur du deuxième réacteur conserve donc ainsi toutes ses qualités pour hydrocraquer les fractions plus lourdes en provenance du premier réacteur et en provenance du fond de la colonne de fractionnement qui fait suite au deuxième réacteur. La présente invention permet également, par la possibilftté d'installer une pompe 14, sur la figure 1, au fond du ballon séparateur chaud 13, d'optimiser lehP (différence de pressions) du compresseur de recyclage.Il en résulte que cette pompe 14, permet de -réduire ou d'éliminer la perte de charge engendrée par le deuxième réacteur qui en moyenne atteint 4 à 6 atmosphères, et également la perte de charge due aux équipements thermiques propres à ce deuxième réacteur. Cette optimisation a pour but de réduire la puissance absorbée par le compresseur de recyclage et d'améliorer ainsi le bilan énergétique du procédé, le ballon séparateur 13 et le point de rencontre des lignes 15 et 2), en aval du deuxième réacteur étant sensiblement à la même pression, tout se passe comme si le compresseur ignorait d'un point de vue différentielle de pression le deuxième réacteur et ses équipements annexes.Dans le séparateur 13, le réglage de la séparation vapeur-liquide, nécessaire à l'amélio- ration de la séparation du gaz ammoniac, est assuré par ajustement de la température de ce ballon séparateur 17 à l'aide de la chaudière 11, chaudière qui, en outre, produit la vapeur nécessaire à l'entralnement du compresseur de recyclage 14, cette chaudière 11 permettant en outre d'éviter tout dispositif du genre "vanne" sur le circuit. Il est possible d'effectuer un réglage de la température de la zone de séparation 13 par contrôle de tout échange thermique en amont et notamment d'une chaudière par réglage de son niveau liquide, ce qui évite l'interposition de toute vanne de régulation sur le circuit réactionnel.A noter la présence sur la figure l, d'une deuxième chaudière 24 de récupération de vapeur insérée sur le circuit de l'effluent du deuxième réacteur, entre l'échangeur 17 et le séparateur 25. Le procédé selon l'invention convient particulièrement bien pour hydrocracquer des charges constituées de fractions moyennement lourdes, avec obtention en fond de ladite zone de fractionnement un effluent liquide dont le point de distillation initial est compris entre environ 160 et 200 C, par exemple autour de 180cC. EXEMPLE Cet exemple illustre le procédé selon l'invention,appliqué à une charge d'hydrocarbures bouillant dans la gamme des distillats sous vide et en provenance des bruts suivants mélangés dans les proportions indiquées dans le tableau ci-dessous, dans le but d'obtenir une conversion maximale, en essence de point d'ébullition final inférieur à 1750C TBP. 50 % Poids Arabe Léger 25 % Zarzaitine 12.5 % Arzew 12.5 5 Hassi Messaoud Densité d 20/4 : 0.896 Viscosité à 2100F : 5.5 à 6 CST Teneur en soufre : 1.2 , Poids Teneur en azote : 400 ppm La charge mélangée au gaz de recyclage et d'appoint est traitée dans une première étape de réaction où sa désulfuration et sa dénitrification s'accompagnent d'une légère conversion.Les conditions opératoires dans cette première étape sont les suivantes Vitesse spatiale : 1 litre de charge par litre de catalyseur Pression de 150 bars à l'entrée du réacteur Température limite de sortie 4600C A ces conditions opératoires les rendements obtenus en produits de conversion sont les suivants Corps Rendements en % Poids de la charge H2S + NH3 1.32 C4 et plus légers 3.40 Essence C5 - 1750C TBP 22.60 Produits de point d'ébullition supé- q rieur à 17TOC TEP 74.48 Total 101.80 L'effluent réactionnel de première étape est ensuite refroidi à une température de 2500C par échange thermique avec l'alimentation du premier réacteur et dans une chaudière générant de la vapeur utilisée par la turbine d'entrainement du compresseur de recyclage. La température de 2500C est contrôlée par ajustement de la quantité de vapeur générée dans cette chaudière de récupération. La température de 2500C une fois atteinte, l'effluent réactionnel de première étape alimente un ballon séparateur séparant cet effluent en deux phases liquide et gazeuse. La phase liquide alimente en mélange avec un recyclage de produits lourds non convertis fractionnés par distillation, et définis ci-dessous, le réacteur de seconde étape et la phase vapeur court-circuite ce même réacteur. La répartition des produits de- conversion obtenus en première étape déduction faite des quantités recyclées par le gaz de recyclage entre les phases liquide et vapeur de ce ballon séparateur est indiquée ci-dessous: Produits Répartition en Poids Phase vapeur Phase liquide NH3 99 î H25 86.5 3.5 C4 et plus légers (C4-) 70 30 Essence C5-1750C TBP 67 33 Produits de point d'ébullition supérieur à 1750C TBP, et inférieur au point d'ébullition de la charge 18 82 Produits-de point d'ébullition supérieur au point final d'ébu1- lition de la charge 0.2 99.8 Concentration en ammoniac de la phase liquide . 20 ppm La phase liquide de ce ballon séparateur, mélangée au recyclage de produits lourds, équivalent en poids à 58.5 % de la charge fraîche initiale, est traitée dans un réacteur de seconde étape ou, moyennant les conditions opératoires suivantes vitesse spatiale 1 litre de charge totale par litre de catalyseur, une pression à l'entrée du réacteur de 150 bars, une température limite de sortie du réacteur de 3650C, des rendements par passe en produits de conversion supérieurs à ceux de la première étape sont obtenus. Corps Rendements à conversion totale exprimés en % Poids de 100 kg de produits non convertis en première étape H2S + NH3 0,00 CH4 et plus légers (C4-) 12,96 Essence C5 - 1750C TBP 86,88 Total 101,84 Il en résulte les rendements globaux suivants à la sortie des deux étapes Corps Rendements en % de la charge fraîche initiale H2S + NH3 1,32 C4 et plus légers (c4-) 14,55 Essence G5 - 175CC TBP 87,30 Total 103,17 L'effluent du réacteur de seconde étape préchauffe l'alimentation de ce réacteur et éventuellement l'alimentation du réacteur de première étape.Il est ensuite mélangé avec la phase vapeur en provenance du ballon séparateur intermédiaire, l'ensemble étant ensuite refroidi à une température de 450C dans un aéroréfrigérant avant d'être introduit dans un second ballon séparateur La phase vapeur de ce ballon séparateur est totalement recyclée vers les deux réacteurs et le gaz d'appoint de l'unité lui est incorporé au préalable. La phase liquide après expansion dans un deuxième ballon séparateur taré à une pression de 20 bars est, apres stripping, fractionnée dans une colonne de distillation atmosphérique. Les fractions pétrolières, non converties lors de leur passage sur le catalyseur du réacteur de deuxième étape, en produits de point d'ébullition inférieur ou égal à 175"C, sont soutirées en fond de la colionne de distillation atmosphérique pour être recyclées vers le réacteur de seconde étape. REVENDICATIONS 1. Procédé d'hydrocracking d'une charge d'hydrocarbures de pétrole, souillée par des composés azotés, dans lequel ladite charge est traitée dans une première zone de réaction à une température comprise entre 300 et 5500C environ, sous une pression comprise entre 15 et 250 atmosphères environ, en présence d'hydrogène et en présence d'un catalyseur choisi parmi les catalyseurs d'hydrodésulfuration, dthydrodénitrification ou où d'hydrocrack- ing, dans lequel ensuite on envoie l'effvluent de la première zone de réaction dans une première zone de séparation dont la pression est de l'ordre de celle régnant dans la première zone de réaction et dont la température est comprise entre 200 et 3000C, zone de séparation dans laquelle on sépare d'une part une fraction vapeur renfermant notamment de l'ammoniac et la majeure partie des produits convertis dans la première zone de réaction et d'autre part un effluent liquide dont la teneur en ammoniac est inférieure à 50 parties environ, en poids, pour un million de parties du dit effluent, effluent auquel on ajoute au moins une partie de l'effluent liquide du fond d'une zone de fractionnement définie ci dessous, le mélange ainsi obtenu dudit effluent liquide de la première zone de séparation et dudit effluent liquide du fond de la zone de fractionnement, étant envoyé dans une deuxième zone de réaction où il est traité à une température comprise entre 300 et 5500C environ, sous une pression comprise entre 50 et 250 atmosphères environ, la température dans la deuxième zone de réaction étant inférieure d'environ 30 à 100"C à la tem pérature de la première zone de réaction, le nouvel effluent obtenu à la sortie de la deuxième zone de réaction étant alors mélangé avec ladite fraction vapeur soutirée de ladite première zone de séparation, ledit nouvel effluent de la deuxième zone de réaction ainsi mélangé avec ladite fraction vapeur, étant ensuite envoyé dans une deuxième zone de séparation dont la pression est de tordre de la pression qui règne dans la deuxième zone de réaction et dont la température est comprise entre 30 et 700 C, de laquelle deuxième zone de séparation on soutire d'une part une phase vapeur contenant notamment de l'hydrogène et d'autre part une phase liquide que l'on envoie dans une zone de fractionnement d'où l'on soutire au moins une fraction à ti tre de produit et d'où l'on extrait également de ladite zone de fractionne ment un effluent liquide dit du fond de la zone de fractionnement -dont au moins une partie est mélangée, avec l'effluent liquide de la première zone de séparation en vue d'alimenter la deuxième zone de réaction. 2. Procédé selon la revendication t dans lequel la température de ladite première zone de séparation est comprise entre 250 et 2900C. 3. Procédé selon l'une des revendications 1 et 2 dans lequel la température de ladite deuxième zone de séparation est comprise entre 35 et 600C. 4. Procédé selon l'une des revendications 1 à 3 dans lequel l'hydrogène de la phase vapeur soutirée de la deuxième zone de séparation et recyclé vers au moins l'une des zones de réaction. 5. Procédé selon l'une des revendications 1 à 4 dans lequel on effectue un réglage de la température de la première zone de séparation par contrôle de tout échange thermique en amont et notamment d'une chaudière par réglage de son niveau liquide, ce qui évite l'interposition de toute vanne de régu lation sur le circuit réactionnel.