Brevet FR3020372A1 — publié le 20151030

La présente invention se rapporte au domaine des procédés d'hydrotraitement de charge hydrocarbonée, de préférence de type gazole. Plus particulièrement, la présente invention se rapporte à un procédé d'hydrotraitement en lit fixe en contre-courant simulé dans lequel la charge et l'hydrogène sont injectés en co- s courant descendant. De façon générale, le procédé d'hydrotraitement d'une charge d'hydrocarbures, notamment une coupe gazole, a pour but d'améliorer ses caractéristiques en réduisant la présence de soufre ou d'autres hétéroatomes comme l'azote, mais aussi en diminuant la teneur en composés hydrocarbures aromatiques par 10 hydrogénation pour augmenter l'indice de cétane. En particulier, le procédé d'hydrotraitement de coupes hydrocarbonées a pour but d'éliminer les composés soufrés ou azotés contenus dans celles-ci afin de mettre par exemple un produit pétrolier aux spécifications requises (teneur en soufre, teneur en aromatiques etc..) pour une application donnée (carburant automobile, essence ou gazole, fioul 15 domestique, carburéacteur). Le durcissement des normes de pollution automobile dans la communauté européenne a contraint les raffineurs à réduire très fortement la teneur en soufre dans les carburants diesel et les essences (au maximum 10 parties par million poids (ppm) de soufre au ler janvier 2009, contre 50 ppm au ler janvier 2005). 20 Les procédés d'hydrotraitement classiques utilisent généralement un réacteur en lit fixe, dans lequel un ou plusieurs lits catalytiques contenant un ou plusieurs catalyseurs d'hydrotraitement sont disposés. La charge et l'hydrogène sont généralement introduits en tête du réacteur et traversent le réacteur de haut en bas en co-courant descendant. Lorsque la charge et l'hydrogène traversent le 25 réacteur, la réaction d'hydrotraitement permet de décomposer les impuretés, notamment les impuretés comportant du soufre ou de l'azote et éventuellement d'éliminer partiellement les composés hydrocarbures aromatiques et plus particulièrement les composés hydrocarbures polyaromatiques. La destruction des impuretés conduit à la production d'un produit hydrocarboné hydroraffiné et 30 d'un gaz acide riche en H2S et en NH3, gaz connus pour être des inhibiteurs et même dans certains cas des poisons des catalyseurs d'hydrotraitement. Les réactions d'hydrogénation les plus faciles ont généralement lieu dans la partie haute du réacteur, puis deviennent de plus en plus difficiles au fur et à mesure que la charge et l'hydrogène traversent progressivement le réacteur. Cette perte en d'efficacité est due non seulement au fait que la charge d'hydrocarbures comporte de plus en plus de composés soufrés réfractaires aux réactions d'hydrogénation mais également au fait que la phase gaz comprenant de l'hydrogène se charge en composés inhibiteurs (NH3 et H2S) qui diminue par conséquent la pression partielle d'hydrogène. Des quantités de catalyseurs importantes doivent donc être mises en place afin de compenser cette baisse de réactivité. Pour contourner cette difficulté, deux principales alternatives sont généralement proposées dans l'état de la technique : La première alternative est un procédé d'hydrotraitement en contre-courant pur : Dans ce type de procédé, l'hydrogène est introduit en fond de réacteur et la charge hydrocarbonée en tête. Ainsi, l'hydrogène le plus pur se situe dans les zones de finition dans lesquelles se trouvent les composés soufrés les plus réfractaires aux réactions d'hydrogénation. Le problème de ce type de procédé est le risque d'engorgement dû à la circulation en contre-courant de la charge et de l'hydrogène. Un tel procédé est connu du document US 2002/0130063. La deuxième alternative est un procédé d'hydrotraitement en contre-courant simulé : ce type de procédé permet d'éviter les difficultés hydrodynamiques liées à l'engorgement tout en profitant des avantages du contre-courant pur. Ce type de procédé met en place une succession de lit-fixe en co-courant mais avec une circulation globale de l'hydrogène et de la charge à contre-courant. Dans le cas de deux lits fixes successifs, la charge fraiche est introduite dans le premier réacteur en co-courant avec de l'hydrogène non pur issu du deuxième réacteur. L'effluent liquide du premier réacteur d'hydrotraitement est séparé de la phase gaz contenant des impuretés (H25, NH3) par flash ou stripage à l'hydrogène ou par tout autre moyen de séparation connu de l'homme du métier (par exemple un enchainement de flashs). Ce flux gazeux est purifié avant d'être réinjecté avec l'effluent liquide du premier réacteur dans un second réacteur d'hydrotraitement de finition. L'effluent liquide du second réacteur est séparé de la phase gaz contenant de l'hydrogène non pur chargé d'impuretés (H2S, NH3), l'hydrogène non pur étant par la suite recyclé dans le premier réacteur. Globalement, la circulation de l'hydrogène est à contre-courant de celle de la charge. Ce procédé nécessite l'ajout de plusieurs équipements et internes souvent coûteux pouvant rendre le procédé non-compétitif. Les deux principaux types de procédés en contre-courant simulé connus sont décrits à la figure la et figure lb : Le procédé de la figure la correspond à un procédé en contre-courant simulé dans lequel la pression de la zone de réaction R1 est supérieure à la pression de la zone de réaction R2 (P1>P2). La charge hydrocarbonée arrivant par le conduit 1 est mélangée avec de l'hydrogène arrivant par le conduit 2. Puis, le mélange est introduit dans un premier réacteur d'hydrotraitement R1 pour être mis en contact avec un catalyseur d'hydrotraitement. L'effluent issu du réacteur R1 est ensuite introduit dans le ballon séparateur S1 permettant de séparer une première phase liquide et une première phase gazeuse comportant de l'hydrogène, de l'H2S et du NH3. La première phase liquide est évacuée en fond du ballon S1 par le conduit 4. La première phase gazeuse comportant de l'hydrogène, de l'H2S et du NH3 est évacuée en tête du ballon S1 par le conduit 5 pour être refroidie, lavée à l'eau et purifiée dans une unité de lavage aux amines non représentée pour produire un flux enrichi en hydrogène. La première phase liquide arrivant par le conduit 4 est mélangée avec le flux enrichi en hydrogène obtenu de l'unité de lavage aux amines arrivant par le conduit 6 auquel on peut ajouter un appoint en hydrogène. Puis, le mélange est introduit dans un deuxième réacteur d'hydrotraitement R2 pour être mis en contact avec un catalyseur d'hydrotraitement. L'effluent issu du réacteur R2 est ensuite introduit par le conduit 7 dans le ballon séparateur S2 permettant de séparer le deuxième effluent en une deuxième fraction gazeuse comportant de l'hydrogène, de l'H2S et du NH3 et une deuxième fraction liquide. Cette deuxième fraction liquide est évacuée par le conduit 11 et représente le produit hydrotraité. La deuxième fraction gazeuse comportant de l'hydrogène, de l'H2S et du NH3 est comprimée dans le compresseur C puis recyclée par le conduit 2 vers le premier réacteur Ri. Dans le cas où la pression du réacteur R1 est supérieure à la pression du réacteur R2 (P1>P2), il est donc nécessaire d'avoir au minimum un compresseur permettant de comprimer l'hydrogène non pur issu du deuxième réacteur R2 (via le séparateur S2) pour pouvoir l'injecter dans le premier réacteur R1 opérant à une pression plus élevée. Le procédé de la figure lb est identique au procédé décrit en référence à la figure 1 a à l'exception que la pression de la zone de réaction R1 est inférieure à la pression de la zone de réaction R2 (P1 De manière générale, l'invention décrit un procédé d'hydrotraitement en lit fixe d'une charge hydrocarbonée comportant des composés soufrés et azotés, dans lequel on effectue les étapes suivantes : a) on effectue une première étape d'hydrotraitement HTD1a en mettant en contact au moins une partie de la charge et un flux gazeux comportant de l'hydrogène avec un premier catalyseur d'hydrotraitement dans une première zone de réaction Ria pour produire un premier effluent El a hydrotraité comportant de l'hydrogène, de l'H2S et du NH3, ladite partie de la charge et ledit flux gazeux circulant en co-courant descendant dans ladite première zone de réaction Ria, b) puis on sépare le premier effluent El a en une première fraction gazeuse Gia comportant de l'hydrogène, de l'H2S et du NH3, et une première fraction liquide Li a dans une zone de séparation Si a, c) puis on refroidit éventuellement, puis on purifie la première fraction gazeuse Gia pour produire un flux enrichi en hydrogène, d) puis on effectue une deuxième étape d'hydrotraitement HDT2a en mettant en contact la première fraction liquide Lia obtenue à l'étape b) et au moins une partie dudit flux enrichi en hydrogène avec un deuxième catalyseur d'hydrotraitement dans une deuxième zone de réaction R2a pour produire un deuxième effluent E2a hydrotraité comportant de l'hydrogène, du NH3 et de l'H2S, ladite première fraction liquide Lia et ledit flux enrichi en hydrogène circulant en co-courant descendant dans ladite deuxième zone de réaction R2a, ladite deuxième étape d'hydrotraitement HDT2a étant effectuée à une pression plus élevée que ladite première étape d'hydrotraitement HDT1a, ladite deuxième zone de réaction R2a étant disposée en dessous de ladite zone de séparation S1 a de l'étape b) de manière à créer une hauteur hydrostatique Ha de liquide dans une jambe liquide connectant ladite première zone de séparation S1 a à ladite deuxième zone de réaction R2a, la hauteur Ha générant une différence de pression permettant de réaliser l'écoulement de ladite première fraction liquide Li a issue de ladite première zone de séparation Sla vers la deuxième zone de réaction R2a de manière gravitaire, lo e) puis on sépare dans une deuxième zone de séparation S2a le deuxième effluent E2a en une deuxième fraction gazeuse G2a comportant de l'hydrogène, de l'H2S et du NH3 et une deuxième fraction liquide L2a, f) puis on recycle au moins une partie de la deuxième fraction gazeuse G2a comportant de l'hydrogène, de l'H2S et du NH3 à l'étape a) en tant que flux 15 gazeux comportant de l'hydrogène. Selon une variante, la hauteur hydrostatique Ha de liquide dans la jambe liquide connectant ladite première zone de séparation S1 a à ladite deuxième zone de réaction R2a est créée en disposant ladite deuxième zone de réaction R2a en dessous de ladite zone de séparation Sla de l'étape b) d'une telle manière qu'une 20 hauteur appelée hauteur disponible Ha' est créée entre la zone d'introduction dudit effluent El a dans la zone de séparation Sla et la zone de mélange de ladite première fraction Lia avec ledit flux enrichi en hydrogène, ladite hauteur disponible Ha' créant ladite jambe liquide d'une hauteur hydrostatique Ha inférieure ou égale à ladite hauteur disponible Ha', ladite hauteur Ha étant telle 25 qu'elle génère une différence de pression statique égale à la somme des pertes de charge rencontrées entre ladite zone de mélange et ladite zone d'introduction de l'effluent El a dans le sens de la circulation des fluides. Selon une variante, la première zone de réaction Ria et la deuxième zone de réaction R2a sont disposées dans un même réacteur ou dans deux réacteurs 30 différents. Selon une variante, la première zone de séparation S1 a et la deuxième zone de séparation 52a sont disposées à l'intérieur ou à l'extérieur du ou des réacteur(s). Selon une variante, la pression de ladite deuxième étape d'hydrotraitement HDT2a est supérieure d'une valeur comprise entre 0,01 et 0,3 MPa par rapport à la pression de ladite première étape d'hydrotraitement HDT1a. Selon une variante préférée, le procédé selon l'invention comprend en outre les étapes suivantes : a') on effectue, une première étape d'hydrotraitement HDT1b en mettant en contact une autre partie de la charge et un flux gazeux comportant de l'hydrogène avec un premier catalyseur d'hydrotraitement dans une première zone de réaction R1 b pour produire un premier effluent E1b hydrotraité comportant de l'hydrogène, de l'H25 et du NH3, ladite autre partie de la charge et ledit flux gazeux circulant en co-courant descendant dans ladite première zone de réaction R1 b, ladite zone de réaction R1 b étant disposée dans l'espace créé par ladite hauteur Ha de l'étape d), b') puis on sépare le premier effluent E1b en une première fraction gazeuse G1 b comportant de l'hydrogène, de l'H25 et du NH3, et une première fraction liquide L1b dans une première zone de séparation Si b, c') puis on refroidit éventuellement, puis on purifie la première fraction gazeuse Glb pour produire un flux enrichi en hydrogène, d') puis on effectue une deuxième étape d'hydrotraitement HDT2b en mettant en contact la première fraction liquide L1b obtenue à l'étape b') et au moins une partie dudit flux enrichi en hydrogène avec un deuxième catalyseur d'hydrotraitement dans une deuxième zone de réaction R2b pour produire un deuxième effluent E2b hydrotraité comportant de l'hydrogène, du NH3 et de l'H25, ladite première fraction liquide L1 b et ledit flux enrichi en hydrogène circulant en co-courant descendant dans ladite deuxième zone de réaction R2b, ladite deuxième étape d'hydrotraitement HDT2b étant effectuée à une pression plus élevée que ladite première étape d'hydrotraitement HDT1b, ladite deuxième zone de réaction R2b étant disposée en dessous de ladite zone de séparation S1 b de l'étape b') de manière à créer une hauteur hydrostatique Hb de liquide dans une jambe liquide connectant ladite première zone de séparation S1 b à ladite deuxième zone de réaction R2b, la hauteur Hb générant une différence de pression permettant de réaliser l'écoulement de ladite première fraction liquide Li b issue de ladite première zone de séparation Si b vers la deuxième zone de réaction R2b de manière gravitaire, ladite zone de réaction R2a de l'étape d) étant disposée dans l'espace créé par ladite hauteur Hb de l'étape d'), e') puis on sépare dans une deuxième zone de séparation S2b le deuxième effluent E2b en une deuxième fraction gazeuse G2b comportant de l'hydrogène, de l'H25 et du NH3 et une deuxième fraction liquide L2b, f') puis on recycle au moins une partie de la deuxième fraction gazeuse G2b comportant de l'hydrogène, de l'H25 et du NH3 à l'étape a') en tant que flux gazeux comportant de l'hydrogène. Selon une variante, la hauteur hydrostatique Hb de liquide dans la jambe liquide connectant ladite première zone de séparation S1 b à ladite deuxième zone de réaction R2b est créée en disposant ladite deuxième zone de réaction R2b en dessous de ladite zone de séparation S1 b de l'étape b') d'une telle manière qu'une hauteur appelée hauteur disponible Hb' est créée entre la zone d'introduction dudit effluent El b dans la zone de séparation S1 b et la zone de mélange de ladite première fraction Ll b avec ledit flux enrichi en hydrogène, ladite hauteur disponible Hb' créant ladite jambe liquide d'une hauteur hydrostatique Hb inférieure ou égale à ladite hauteur disponible Hb', ladite hauteur Hb étant telle qu'elle génère une différence de pression statique égale à la somme des pertes de charge rencontrées entre ladite zone de mélange et ladite zone d'introduction de l'effluent El b dans le sens de la circulation des fluides. Selon une variante, la partie de la charge introduite dans la zone d'hydrotraitement HDT1 a est de préférence équivalente à la partie de la charge introduite dans la zone d'hydrotraitement HDT1 b. Selon une variante, la première zone de réaction R1 a et R1 b et la deuxième zone de réaction R2a et R2b, ainsi que la première zone de séparation Sla et Slb et la deuxième zone de séparation 52a et 52b sont de préférence disposées dans le 30 même réacteur. Selon une variante, on met en oeuvre les zones de réaction avec les conditions suivantes : - température comprise entre 300°C et 420°C, - pression comprise entre 2 MPa et 15 MPa, - Vitesse Volumétrique Horaire (VVH) comprise entre 0,5 et 5 h-1, - rapport entre l'hydrogène et les composés hydrocarbures compris entre 150 et 1000 Nm3/Sm3. Selon une variante, à l'étape c) ou c') avant la purification, on condense partiellement par refroidissement respectivement ladite première fraction gazeuse Gia et G1b et on sépare la première fraction partiellement condensée en une deuxième première fraction liquide Li a' et Li b' et une deuxième première fraction gazeuse Gia' et G1b', et à l'étape c) ou c') on met en contact la deuxième première fraction gazeuse Gia' et G1b' avec une solution absorbante comportant des amines pour produire ledit flux enrichi en hydrogène. Selon une variante, le premier catalyseur et le deuxième catalyseur sont indépendamment choisis parmi les catalyseurs composés d'un support minéral poreux, d'au moins un élément métallique choisi parmi le groupe VIB et d'un élément métallique choisi parmi le groupe VIII. Selon une variante, le diamètre du premier et du deuxième catalyseur est compris entre 1,2 et 5 mm. Selon une variante, la charge hydrocarbonée est composée d'une coupe dont le point initial d'ébullition est compris entre 80°C et 250°C et le point final d'ébullition 20 est compris entre 260°C et 600°C. L'invention concerne également un réacteur pour mettre en oeuvre le procédé selon l'invention s'étendant selon un axe vertical comportant : successivement de haut en bas selon l'axe vertical une zone de réaction Ria, une zone de séparation S1a pour séparer l'effluent de la zone de 25 réaction Ria en une fraction liquide et une fraction gazeuse, une zone de réaction Ri b, une zone de séparation S1b pour séparer l'effluent de la zone de réaction R1b en une fraction liquide et une fraction gazeuse, une zone de réaction R2a, une zone de séparation 52a pour séparer l'effluent de la zone de réaction R2a en une fraction liquide et une fraction gazeuse, et une 30 zone de réaction R2b et une zone de séparation 52b pour séparer l'effluent de la zone de réaction R2b en une fraction liquide et une fraction gazeuse, des moyens d'introduction de la charge (2a, 2b) dans la partie supérieure des zones de réaction Ria et Rlb, et des moyens d'introduction (8a, 8b) d'un flux enrichi en hydrogène dans la partie supérieure des zones de réaction R2a et R2b, des moyens d'évacuation (5a, 5b) de la fraction gazeuse issue des zones de séparation Sla et Slb et des moyens d'évacuation (9a, 9b) de la fraction liquide issue des zones de séparation S2a et S2b, des moyens (4a, 4b) pour amener les fractions gazeuses issues des zones de séparation S2a et S2b respectivement dans la partie supérieure des zones de réaction Ria et Ri b, des moyens (7a, 7b) pour amener les fractions liquides issues des zones de séparation S1 a et S1 b respectivement dans la partie supérieure des zones de réaction R2a et R2b, le réacteur étant configuré de manière à créer des hauteurs hydrostatiques Ha et Hb de la fraction liquide issue des zones de séparation Sla et Slb dans les moyens (7a, 7b) pour amener les fractions liquides issue des zones de séparation S1 a et Slb respectivement dans les zones de réaction R2a et R2b, les hauteurs Ha et Hb générant une différence de pression permettant de réaliser une écoulement gravitaire des fractions liquides. Description détaillée La présente invention concerne un procédé d'hydrotraitement en lit fixe en contre-courant simulé permettant le transfert de la phase liquide partiellement hydrotraitée de la première zone d'hydrotraitement à la deuxième zone d'hydrotraitement de manière gravitaire. On entend par « écoulement gravitaire », un écoulement de liquide qui s'effectue sous l'effet de la gravité et ne nécessite donc pas l'aide d'une pompe ou d'un quelconque autre équipement. On entend par « hydrotraitement » toutes réactions permettant d'éliminer les impuretés de la charge, et notamment des réactions d'hydrodésulfuration, 30 d'hydrodéazotation, mais également des réactions d'hydrogénation des insaturations et/ou des noyaux aromatiques (hydrodéaromatisation) ainsi que des réactions d'hydrocraquage qui conduisent à l'ouverture de cycle naphténique ou le fractionnement de paraffines en plusieurs fragments de plus faible poids moléculaire. Etape a) Première étape d'hydrotraitement Selon l'étape a) du procédé selon l'invention, on effectue une première étape d'hydrotraitement HTD1a en mettant en contact au moins une partie de la charge et un flux gazeux comportant de l'hydrogène avec un premier catalyseur d'hydrotraitement dans une première zone de réaction Ria pour produire un premier effluent El a hydrotraité comportant de l'hydrogène, de l'H25 et du NH3, ladite partie de la charge et ledit flux gazeux circulant en co-courant descendant dans ladite première zone de réaction Ri a. La charge hydrocarbonée peut être un kérosène et/ou une essence et/ou un gazole et/ou un gazole sous vide (aussi appelé VGO pour vacuum gas oil selon la terminologie anglo-saxonne). La charge hydrocarbonée peut être une coupe dont le point initial d'ébullition est compris entre 80°C et 250°C, de préférence entre 100°C et 200°C, et le point final d'ébullition est compris entre 260°C et 600°C, de préférence entre 280°C et 580°C. La charge hydrocarbonée peut être choisie parmi une coupe de distillation atmosphérique, une coupe produite par une distillation sous vide, une coupe issue du craquage catalytique (couramment nommée "coupe LCO" pour Light Cycle Oil selon la terminologie anglo-saxonne) ou une coupe issue d'un procédé de conversion de charge lourde, par exemple un procédé de cokéfaction, de viscoréduction, d'hydroconversion de résidus. D'une manière particulièrement préférée, la charge est un gazole. La charge comporte des composés soufrés, en général à une teneur au moins égale à 1000 ppm poids de soufre, voire plus de 5000 ppm poids de soufre. La charge comporte également des composés azotés, par exemple la charge comporte au moins 50 ppm poids d'azote, voir au moins 100 ppm poids d'azote. En référence à la figure 2 qui décrit le procédé de l'invention d'une manière générale, la charge hydrocarbonée à traiter arrivant par le conduit 1 est mélangée avec un flux comportant de l'hydrogène arrivant par le conduit 2. La charge peut éventuellement être chauffée avant son introduction dans la zone de réaction 1:11a. Alternativement, le mélange d'hydrogène et de la charge peut être réalisé dans la zone de réaction Ri a. Le mélange de la charge et d'hydrogène est introduit en co-courant descendant dans la zone de réaction 1:11a pour être mis en contact avec un catalyseur d'hydrotraitement. Si besoin, avant introduction dans 1:11a, le mélange peut être chauffé et/ou détendu. La réaction d'hydrotraitement permet de décomposer les impuretés, notamment les impuretés comportant du soufre ou de l'azote et éventuellement d'éliminer partiellement les composés hydrocarbures aromatiques et plus particulièrement les composés hydrocarbures polyaromatiques. La destruction des impuretés conduit à la production d'un produit hydrocarboné hydroraffiné et d'un gaz acide riche en H25 et en NH3. Cette réaction d'hydrotraitement permet également d'hydrogéner, partiellement ou totalement les oléfines, et partiellement les noyaux aromatiques. Cela permet d'atteindre une teneur en composés hydrocarbures polyaromatiques basse, par exemple une teneur inférieure à 8% poids dans le gazole traité. La zone de réaction 1:11a peut fonctionner avec les conditions opératoires suivantes : - température comprise entre 300°C et 420°C, - pression comprise entre 2 et 15 MPa (20 et 150 bars), - Vitesse Volumétrique Horaire VVH (c'est-à-dire le rapport entre le débit volumique de la charge liquide par rapport au volume de catalyseur) comprise entre 0,5 et 5 h-1, - rapport volumique entre l'hydrogène (en Normaux m3, c'est-à-dire en m3 à 0°C et 0,1 MPa (i bar)) et les hydrocarbures (en Standard m3, c'est-à-dire en m3 à 15°C et 0,1 MPa (1bar)) dans le réacteur H2/HC compris entre 150 et 1000 (Nm3/5m3) - de préférence, la vitesse liquide dans la zone de réaction 1:11a peut être au minimum de 2 mm/s. Les conditions opératoires de la zone de réaction 1:11a et le catalyseur contenu dans la zone 1:11a peuvent être choisies pour réduire la teneur en soufre de manière à ce que la teneur en soufre dans l'effluent issu de la zone Ria soit abaissée à une teneur comprise entre 50 et 1000 ppm poids. Ainsi, les réactions d'hydrogénation de composés soufrés les plus faciles à réaliser sont exécutées dans la zone Ria. Etape b) Première séparation Selon l'étape b) du procédé selon l'invention, on sépare le premier effluent El a en une première fraction gazeuse Gia comportant de l'hydrogène, de l'H25 et du NH3, et une première fraction liquide Lia dans une première zone de séparation Sla. En référence à la figure 2, l'effluent El a issu de la zone de réaction Ria par le conduit 3 est introduit dans le dispositif de séparation Sla afin de séparer une première fraction liquide Lia et une fraction gazeuse Gia riche en hydrogène, en H25 et en NH3. La séparation décrite dans la présente description peut être réalisée par toute technique connue de l'Homme de l'Art. Par exemple, la zone de séparation Sla peut mettre en oeuvre un ou plusieurs ballons de séparation entre gaz et liquide, avec éventuellement des échangeurs de chaleur pour condenser partiellement les flux gazeux. Lorsque les zones d'hydrotraitement et de séparation sont disposées dans un même réacteur, la zone de séparation peut être un interne. La fraction liquide Li a est évacuée de la zone de séparation Sla par le conduit 4. La fraction gazeuse Gia est évacuée de Sla par le conduit 5. Dans le procédé selon l'invention, la première fraction liquide hydrocarbonée Lia évacuée de Sla est partiellement hydrotraitée et comporte généralement encore les composés soufrés les plus réfractaires aux réactions d'hydrogénation. Selon l'invention, on envoie cette première fraction liquide par le conduit 4 dans la zone R2a pour hydrogéner les composés soufrés les plus réfractaires. Etape c) Purification de la première fraction gazeuse Selon l'étape c) du procédé selon l'invention, on refroidit éventuellement, puis on purifie la première fraction gazeuse Gia comportant de l'hydrogène, de l'H25 et du NH3, pour produire un flux enrichi en hydrogène. A cette fin, la première fraction gazeuse Gla riche en H2S et NH3 circulant dans le conduit 5 est avantageusement introduite dans une unité de purification LA, par exemple une unité de lavage aux amines. Dans l'unité LA, la première fraction gazeuse G1a riche en H2S et NH3 et contenant de l'hydrogène est mise en contact avec une solution absorbante contenant des amines. L'ammoniaque NH3 peut être éliminé avant le lavage aux amines. Lors de la mise en contact, les gaz acides sont absorbés par les amines, ce qui permet de produire un flux enrichi en hydrogène. Les documents FR2907024 et FR2897066 décrivent des procédés de lavage aux amines qui peuvent être mis en oeuvre dans l'unité LA. Le flux enrichi en hydrogène peut éventuellement être mis en contact avec des adsorbants pour sécher ledit flux gazeux (réduction de la teneur en eau). Le flux enrichi en hydrogène peut comporter au moins 95% volumique, voire plus de 99% volumique, voire plus de 99,5% volumique d'hydrogène. Le flux enrichi en hydrogène est ensuite évacué de l'unité de lavage aux amines LA par le conduit 6, éventuellement comprimé par un compresseur et recyclé vers la zone de réaction R2a en mélange avec ladite première fraction liquide Lia arrivant par le conduit 4. Alternativement, le mélange d'hydrogène et de la première fraction liquide Lia arrivant par le conduit 4 peut être réalisé dans la zone de réaction R2a. Selon une variante, un appoint en hydrogène frais peut être apporté par le conduit 23. Le flux d'hydrogène arrivant par le conduit 23 peut être produit par un procédé couramment nommé "vaporeformage de gaz naturel" ou de "steam methane reforming" selon la terminologie anglo-saxonne pour produire un flux d'hydrogène à partir de vapeur d'eau et de gaz naturel. Le flux d'hydrogène 23 peut contenir au moins 95%, voire plus de 98% volumique, voire plus de 99% volumique, d'hydrogène. Le flux d'hydrogène peut être comprimé pour être à la pression opératoire de la zone de réaction R2a. De préférence, selon l'invention, le flux d'hydrogène 23 provient d'une source extérieure au procédé, c'est-à-dire qu'il n'est pas obtenu à partir d'une partie d'un effluent produit par le procédé. Selon une variante préférée et en référence à la figure 3, ladite première fraction gazeuse Gia est refroidie avant sa purification par un échangeur de chaleur EC pour être partiellement condensée.. De préférence, l'échangeur EC est opéré pour condenser la majorité des hydrocarbures contenus dans la fraction gazeuse Gia et conserve la majorité de l'hydrogène, du NH3 et de l'H2S sous forme gazeuse. Le flux partiellement condensé issu de EC est introduit dans une zone de séparation Sla', par exemple un ballon séparateur, afin de séparer une deuxième première fraction liquide Lia' comportant des hydrocarbures et une deuxième première fraction gazeuse Gia' riche en hydrogène, en NH3 et en H2S. La deuxième première fraction liquide Lia' est évacuée de Sla' par le conduit 24. La deuxième première fraction gazeuse Gia' est évacuée de Sla' par le conduit 26 puis purifiée pour produire un flux enrichi en hydrogène. La première fraction liquide Lia issue du dispositif de séparation S1 a (conduit 4) et la deuxième première fraction liquide Lia' issue du dispositif de séparation Sla' (conduit 24) sont avantageusement réunies pour être envoyées vers la zone de réaction R2a. Eventuellement, un flux d'eau peut être ajouté par le conduit 28 à la fraction gazeuse circulant dans le conduit 5 pour permettre la dissolution du NH3 présent dans la fraction gazeuse dans une fraction aqueuse. Dans ce cas, on sépare également dans le ballon Si a' une fraction aqueuse contenant le NH3 dissous qui est évacuée par le conduit 30. Eventuellement, une partie ou la totalité de la fraction liquide hydrocarbonée issue de Si a' est évacuée du procédé par le conduit 32 en tant que coupe hydrotraitée, par exemple en tant que coupe gazole hydrotraitée. En effet, selon les conditions opératoires de la zone de réaction Ria, cette fraction liquide hydrocarbonée peut être aux, ou proches, des spécifications en terme de soufre, d'azote et de teneur en composés hydrocarbures aromatiques. Etape d) Deuxième étape d'hydrotraitement Selon l'étape d) du procédé de l'invention, on effectue une deuxième étape d'hydrotraitement HDT2a en mettant en contact la première fraction liquide Lia obtenue à l'étape b) et au moins une partie dudit flux enrichi en hydrogène avec un deuxième catalyseur d'hydrotraitement dans une deuxième zone de réaction R2a pour produire un deuxième effluent E2a hydrotraité comportant de l'hydrogène, du NH3 et de l'H2S. Dans cette étape d) ladite première fraction liquide Lia et ledit flux enrichi en hydrogène circulent en co-courant descendant dans ladite deuxième zone de réaction R2a. Ladite deuxième étape d'hydrotraitement HDT2a est par ailleurs effectuée à une pression plus élevée que ladite première étape d'hydrotraitement HDT1a. Ladite deuxième zone de réaction R2a est disposée en dessous de ladite zone de séparation S1 a de l'étape b) de manière à créer une hauteur hydrostatique Ha de liquide dans une jambe liquide connectant ladite première zone de séparation S1 a à ladite deuxième zone de réaction R2a. La hauteur Ha est telle qu'elle génère une différence de pression permettant de réaliser l'écoulement de ladite première fraction liquide Lia issue de ladite première zone de séparation Sla vers la deuxième zone de réaction R2a de manière gravitaire. Plus particulièrement, la hauteur hydrostatique Ha de liquide dans la jambe liquide connectant ladite première zone de séparation Sla à ladite deuxième zone de réaction R2a est créée en disposant ladite deuxième zone de réaction R2a en dessous de ladite zone de séparation S1 a de l'étape b) d'une telle manière qu'une hauteur appelée hauteur disponible Ha' est créée entre la zone d'introduction dudit effluent El a dans la zone de séparation S1 a et la zone de mélange de la première fraction Lia avec le flux enrichi en hydrogène. Ladite hauteur disponible Ha' créant ladite jambe liquide d'une hauteur hydrostatique Ha inférieure ou égale à ladite hauteur disponible Ha' est telle qu'elle génère une différence de pression statique égale à la somme des pertes de charge rencontrées entre ladite zone de mélange et ladite zone d'introduction de l'effluent El a dans le sens de la circulation des fluides. La hauteur disponible Ha' est une hauteur fixe, définie par des paramètres géométriques, et notamment par la position de la zone d'introduction de l'effluent El a par rapport à la position de la zone de mélange de la première fraction Lia avec le flux enrichi en hydrogène. La hauteur hydrostatique Ha de la jambe liquide est une hauteur fluctuante, définie par des paramètres physiques, et notamment par la somme des pertes de 30 charge. En référence à la figure 2, la hauteur disponible Ha' est définie par la hauteur du conduit 3 (zone d'introduction de l'effluent El a) à la hauteur du point de jonction du conduit 6 avec le conduit 4 (zone de mélange de ladite première fraction Lia avec ledit flux enrichi en hydrogène). La hauteur Ha est la hauteur de la jambe liquide de ladite première fraction liquide Li a jusqu'au point de jonction du conduit 6 avec le conduit 4. On entend par la somme des pertes de charges rencontrées entre la zone de mélange de ladite première fraction liquide Lia avec le flux enrichi en hydrogène et la zone d'introduction dudit premier effluent El a dans la zone de séparation S1 a dans le sens de la circulation des fluides, toutes les pertes de charges rencontrées dans les zones de réaction Ria et R2a, dans les zones de séparations Sla et S2a et dans tous les conduits les liants. Plus particulièrement et en référence à la figure 2, la somme des pertes de charge rencontrées entre la zone de mélange de ladite première fraction liquide Lia avec le flux enrichi en hydrogène et la zone d'introduction de l'effluent El a dans le sens de la circulation des fluides est la somme des pertes de charge successivement rencontrées dans la deuxième zone de réaction R2a, puis dans le conduit 7, puis dans la deuxième zone de séparation S2a, puis dans le conduit 2, puis dans la première zone de réaction Ri a, puis dans le conduit 3. Cette hauteur Ha de la jambe liquide peut se calculer de la manière suivante : DP =pxgx Ha avec p la densité du liquide contenu dans la jambe liquide de hauteur Ha DP la somme des pertes de charge entre la zone de mélange de ladite première fraction liquide Lia avec le flux enrichi en hydrogène et la zone d'introduction de l'effluent El a dans la zone de séparation S1 a dans le sens de la circulation des fluides, g l'accélération de la pesanteur à la surface de la Terre de 9.81 m.s-2 et Ha la hauteur de la jambe liquide. A titre d'exemple, en supposant une densité du liquide de 600 kg/m3, g = 9.81 30 M.S-2, et des pertes de charge de DP = 0,04 MPa ou 0,4 bar, la hauteur Ha de la jambe liquide est de 7 mètres pour permettre le transfert de la première fraction liquide Lia de la première zone de réaction Ria à la deuxième zone de réaction R2a sans l'aide d'une pompe. La hauteur disponible Ha' devra donc être au moins égale à 7 mètres. La perte de charge, que ce soit au niveau d'une zone de réaction, d'une zone de séparation ou d'un conduit, représente une différence de pression entre deux points que l'homme du métier sait aisément mesurer ; par exemple la différence de pression (A p) entre la sortie et l'entrée de la zone de réaction Ria donne la perte de charge de la zone Ria. La somme de toutes les pertes de charge est ainsi mesurée en procédant de la même manière pour toutes les zones et conduits traversés par les fluides entre la zone de mélange de ladite première fraction liquide Lia et le flux enrichi en hydrogène et la zone d'introduction dudit premier effluent El a dans la première zone de séparation S1 a dans le sens de la circulation des fluides. Afin de limiter la hauteur H de la jambe liquide, les pertes de charge dans les zones de réaction Ria et R2a ainsi que dans les dispositifs de séparation S1 a et S2a sont avantageusement limitées. Selon une variante préférée, le diamètre du premier et du deuxième catalyseur d'hydrotraitement est avantageusement compris entre 1,2 et 5 mm, de préférence entre 1,6 et 4,0 mm. En effet, l'utilisation de grains de catalyseur de diamètre plus important permet d'augmenter la fraction de vide dans la zone de réaction et donc de réduire la perte de charge. On notera que l'appellation "diamètre" ne se réfère pas uniquement à une forme en bille ou en extrudé, mais plus généralement à toute forme de particule. On désigne ainsi par le terme "diamètre", la longueur représentative de la particule sur laquelle est effectuée la mesure. Le premier catalyseur peut avoir un diamètre identique ou différent au diamètre du deuxième catalyseur. En référence à la figure 2, la première fraction liquide Lia partiellement hydrotraitée arrivant par le conduit 4 est mélangée avec au moins une partie du flux enrichi en hydrogène arrivant par le conduit 6. La première fraction liquide Li a peut éventuellement être réchauffée avant son introduction dans la zone de réaction R2a. Si besoin, avant introduction dans R2a, le mélange peut être chauffé et/ou détendu. Alternativement, le mélange d'hydrogène et de la première fraction liquide Lia arrivant par le conduit 4 peut être réalisé dans la zone de réaction R2a. La zone de mélange peut ainsi se trouver à l'extérieur ou à l'intérieur de la zone de réaction R2a. Selon l'invention, le mélange comprenant la première fraction liquide et le flux enrichi en hydrogène est introduit en co-courant descendant dans la zone de réaction R2a pour être mis en contact avec un catalyseur d'hydrotraitement. La réaction d'hydrotraitement permet de décomposer les impuretés, notamment les impuretés comportant du soufre ou de l'azote et éventuellement d'éliminer partiellement les composés hydrocarbures aromatiques et plus particulièrement les composés hydrocarbures polyaromatiques. La destruction des impuretés conduit notamment à la production d'un produit hydrocarboné hydroraffiné et d'un gaz acide riche en H25 et en NH3. Le fait d'envoyer de l'hydrogène purifié, c'est-à-dire sans ou presque sans composés inhibiteurs, notamment H25 et NH3, de la réaction d'hydrogénation dans la zone R2a permet de maximiser la pression partielle d'hydrogène dans la zone R2a afin d'y réaliser les réactions d'hydrogénation les plus difficiles. Le flux d'hydrogène purifié provient avantageusement de l'unité de purification LA, par exemple l'unité de lavage aux amines, et éventuellement de l'appoint en hydrogène arrivant par le conduit 23. De préférence, selon l'invention, l'intégralité du flux issu de l'unité de purification LA est introduite dans la zone R2a. De préférence selon l'invention, l'hydrogène présent dans la zone R2a provient uniquement et directement du flux riche en hydrogène issu de l'unité LA et de l'appoint en hydrogène arrivant par le conduit 23. La zone de réaction R2a peut fonctionner avec les conditions opératoires suivantes : - température comprise entre 300°C et 420°C, - pression comprise entre 2 MPa et 15 MPa (20 bars et 150 bars), - la pression de R2a est supérieure à la pression de Ri a, de préférence, la pression de R2a est supérieure d'une valeur comprise entre 0,01 MPa et 0,3 MPa (0,1 bar et 3 bar), de préférence entre 0,03 MPa et 0,1 MPa (0,3 bar et 1 bar) par rapport à la pression de Ria, Vitesse Volumétrique Horaire VVH comprise entre 0,5 et 5 h-1, rapport entre l'hydrogène et les hydrocarbures H2/HC compris entre 150 et 1000 (Nm3/Sm3). Etape e) Deuxième séparation Selon l'étape e) du procédé selon l'invention, on sépare dans une deuxième zone de séparation 52a le deuxième effluent E2a en une deuxième fraction gazeuse G2a comportant de l'hydrogène, de l'H25 et du NH3 et une deuxième fraction liquide L2a. En référence à la figure 2, l'effluent issu de la zone de réaction R2a est introduit par le conduit 7 dans le dispositif de séparation 52a afin de séparer une fraction liquide L2a comportant des hydrocarbures et une fraction gazeuse G2a riche en hydrogène et en H25 et en NH3. Par exemple, le dispositif de séparation 52a peut mettre en oeuvre un ou plusieurs ballons de séparation, avec éventuellement des échangeurs de chaleurs pour condenser les flux gazeux. La fraction liquide L2a est évacuée de 52a par le conduit 11. Cette fraction liquide constitue le produit du procédé selon l'invention, par exemple le gazole appauvri en composés soufrés, azotés et aromatiques. La deuxième fraction gazeuse G2a est évacuée de 52a par le conduit 2. Etape f) Recyclage de la deuxième fraction gazeuse Selon l'étape f) du procédé selon l'invention, on recycle au moins une partie de la deuxième fraction gazeuse G2a comportant de l'hydrogène, de l'H25 et du NH3 à l'étape a) en tant que flux gazeux comportant de l'hydrogène. En référence à la figure 2, la deuxième fraction gazeuse G2a issu du dispositif 52a est recyclée dans le procédé par le conduit 2 en mélange avec la charge circulant dans le conduit 1. Selon une variante, la zone de réaction Ria est disposée dans un premier réacteur et la deuxième zone de réaction R2a est disposée dans un deuxième réacteur en amont du premier réacteur. Dans ce cas de figure, les zones de séparation S1 a et S2a sont avantageusement des ballons de séparation, avec éventuellement des échangeurs de chaleurs pour condenser les flux gazeux. Une telle variante est décrite dans les figures 2 et 3. De cette manière, on peut choisir la température de fonctionnement de la zone de réaction Ria indépendamment de la température de fonctionnement de la zone de réaction R2a. Bien entendu, le procédé selon l'invention n'est pas limité à deux zones de réactions, mais peut très bien s'appliquer à une succession d'au moins deux zones de réactions fonctionnant de manière analogue, par exemple à une succession de trois ou quatre zones d'hydrotraitement, suivies respectivement d'une zone de séparation. La hauteur Ha de la jambe liquide est la force motrice au transfert du liquide permettant d'effectuer l'écoulement de la fraction liquide partiellement hydrotraitée de manière gravitaire sans l'emploi d'une pompe. Cependant, pour des raisons de coûts d'investissement et de fonctionnement, il est intéressant de limiter la hauteur disponible Ha' et donc de limiter la hauteur Ha de la jambe liquide autant que possible ou de ne pas la perdre inutilement. Selon une variante, on peut utiliser l'espace créé par la hauteur disponible Ha' pour y mettre une zone de réaction, notamment en intercalant dans cet espace une zone de réaction effectuant en parallèle l'hydrotraitement d'une autre partie de la charge. En effet, en divisant la charge en différents flux, de préférence en flux de charge égaux, on peut effectuer le procédé selon l'invention plusieurs fois en parallèle dans des zones de réaction intercalées utilisant à chaque fois l'espace créé par la hauteur disponible Ha' entre la première zone de séparation Sla et la deuxième zone de réaction R2a pour y disposer une zone de réaction du procédé d'hydrotraitement de l'autre partie de la charge effectué en parallèle. Cette variante du procédé selon l'invention présente aussi l'avantage de pouvoir intégrer toutes les zones de réaction, ainsi que toutes les zones de séparation 30 dans un même réacteur comme décrit en référence à la figure 4. Grâce à cette variante, on profite des avantages du contre-courant simulé tout en réduisant considérablement le nombre d'équipements. Cela permet de diminuer les coûts d'investissement et de fonctionnement. Un autre avantage de cette variante réside dans le fait que la division de la charge en plusieurs flux, de préférence en flux égaux, permet de réduire le diamètre du réacteur lorsqu'on conserve la même vitesse superficielle liquide au sein du réacteur. Ceci permet d'autant plus une diminution des coûts d'investissement et de fonctionnement. Selon cette variante, on effectue dans le procédé d'hydrotraitement selon l'invention en outre les étapes suivantes : a') on effectue, une première étape d'hydrotraitement HDT1b en mettant en contact une autre partie de la charge et un flux gazeux comportant de l'hydrogène avec un premier catalyseur d'hydrotraitement dans une première zone de réaction R1b pour produire un premier effluent E1b hydrotraité comportant de l'hydrogène, de l'H25 et du NH3, ladite autre partie de la charge et ledit flux gazeux circulant en co-courant descendant dans ladite première zone de réaction Ri b, ladite zone de réaction R1b étant disposée dans l'espace créé par ladite hauteur Ha de l'étape d), b') puis on sépare le premier effluent E1b en une première fraction gazeuse G1b comportant de l'hydrogène, de l'H25 et du NH3, et une première fraction liquide L1b dans une première zone de séparation Si b, c') puis on refroidit éventuellement, puis on purifie la première fraction gazeuse Glb pour produire un flux enrichi en hydrogène, d') puis on effectue une deuxième étape d'hydrotraitement HDT2b en mettant en contact la première fraction liquide L1b obtenue à l'étape b') et au moins une partie dudit flux enrichi en hydrogène avec un deuxième catalyseur d'hydrotraitement dans une deuxième zone de réaction R2b pour produire un deuxième effluent E2b hydrotraité comportant de l'hydrogène, du NH3 et de l'H25, ladite première fraction liquide L1b et ledit flux enrichi en hydrogène circulant en co-courant descendant dans ladite deuxième zone de réaction R2b, ladite deuxième étape d'hydrotraitement HDT2b étant effectuée à une pression plus élevée que ladite première étape d'hydrotraitement HDT1 b, ladite deuxième zone de réaction R2b étant disposée en dessous de ladite zone de séparation S1 b de l'étape b') de manière à créer une hauteur hydrostatique Hb de liquide dans une jambe liquide connectant ladite première zone de séparation S1 b à ladite deuxième zone de réaction R2b, la hauteur Hb générant une différence de pression permettant de réaliser l'écoulement de ladite première fraction liquide Li b issue de ladite première zone de séparation Si b vers la deuxième zone de réaction R2b de manière gravitaire, ladite zone de réaction R2a de l'étape d) étant disposée dans l'espace créé par ladite hauteur Hb de l'étape d'), e') puis on sépare dans une deuxième zone de séparation S2b le deuxième effluent E2b en une deuxième fraction gazeuse G2b comportant de l'hydrogène, de l'H25 et du NH3 et une deuxième fraction liquide L2b, f') puis on recycle au moins une partie de la deuxième fraction gazeuse G2b comportant de l'hydrogène, de l'H25 et du NH3 à l'étape a') en tant que flux gazeux comportant de l'hydrogène. Selon une variante, la hauteur hydrostatique Hb de liquide dans la jambe liquide connectant ladite première zone de séparation S1 b à ladite deuxième zone de réaction R2b est créée en disposant la deuxième zone de réaction R2b en dessous de la zone de séparation S1 b de l'étape b') d'une telle manière qu'une hauteur appelée hauteur disponible Hb' est créée entre la zone d'introduction dudit effluent El b dans la zone de séparation Si b et la zone de mélange de ladite première fraction Ll b avec ledit flux enrichi en hydrogène, ladite hauteur disponible Hb' créant ladite jambe liquide d'une hauteur hydrostatique Hb inférieure ou égale à ladite hauteur disponible Hb', ladite hauteur Hb étant telle qu'elle génère une différence de pression statique égale à la somme des pertes de charge rencontrées entre ladite zone de mélange et ladite zone d'introduction de l'effluent El b dans le sens de la circulation des fluides. Selon cette variante, la partie de la charge introduite dans la zone d'hydrotraitement HDT1a est égale à la partie de la charge introduite dans la zone d'hydrotraitement HDT1b. Dans ce cas, la hauteur disponible Ha' de l'étape d) est identique à la hauteur disponible Hb' de l'étape d'), ce qui permet d'optimiser l'espace. Selon cette variante, la première zone de réaction Ria et R1 b et la deuxième zone de réaction R2a et R2b, ainsi que la première zone de séparation S1a et 5 S1b et la deuxième zone de séparation 52a et 52b sont de préférence disposées dans le même réacteur. De préférence, la première fraction gazeuse G1 b est combinée avec la première fraction gazeuse Gia pour envoyer un flux commun d'une première fraction gazeuse Gia et G1 b à l'étape de purification, avantageusement effectuée dans 10 un seul dispositif de purification. La figure 4 décrit un dispositif et un procédé selon ladite variante permettant l'hydrotraitement en parallèle de deux parties de la charge, de préférence égales, en utilisant un unique réacteur dans lequel deux fois deux zones de réaction et deux fois deux dispositifs de séparation sont regroupées d'une telle manière que 15 chaque espace créé par les hauteurs disponibles Ha' et Hb' soit occupé par une zone de réaction. Bien entendu, le procédé selon cette variante n'est pas limité à deux zones de réactions, mais peut très bien s'appliquer à une succession d'au moins deux zones de réactions fonctionnant de manière analogue, par exemple à une succession de trois ou quatre zones d'hydrotraitement, suivies 20 respectivement d'une zone de séparation. En référence à la figure 4, la charge hydrocarbonée arrivant par le conduit 1 est divisée en deux flux égaux dans les conduits 2a et 2b avant d'être mélangée aux gaz comprenant de l'hydrogène issus des secondes zones de réaction R2a et R2b, via les conduits 4a et 4b. Ces gaz contiennent majoritairement de 25 l'hydrogène mais aussi des impuretés telles que de l'H25 et du NH3. Les mélanges liquide/gaz sont introduits via les conduits 3a et 3b en co-courant descendant dans deux zones catalytiques distinctes similaires superposées Ria et R1 b de la première zone de réaction R1. En sortie des zones catalytiques R1a et R1 b, des zones de séparation S1a et S1 b, par exemple des internes spécifiques, séparent 30 une première fraction gazeuse Gla et Glb comportant de l'hydrogène, de l'H25 et du NH3, et une première fraction liquide L1a et L1 b partiellement hydrotraitée. Les flux Gia et G1 b sont évacués par les conduits 5a et 5b respectivement, puis avantageusement recombinés et envoyés via le conduit 6 vers une zone de purification où l'H2S et le NH3 sont séparés du flux gazeux, par exemple dans une unité de lavage aux amines non représentée. La première fraction liquide Lia et L1 b partiellement hydrotraitée est respectivement acheminée via les conduits 7a et 7b vers les zones catalytiques R2a et R2b grâce respectivement aux jambes liquides d'une hauteur Ha et Hb suffisantes pour que l'écoulement se réalise de manière gravitaire sans nécessiter l'emploi d'une pompe. Les flux gazeux enrichi en hydrogène produit à l'étape c), éventuellement complété avec de l'hydrogène d'appoint, sont introduits via les conduits 8a et 8b, puis mélangés respectivement à la première fraction liquide Lia et L1 b partiellement hydrotraitée au niveau de l'entrée des zones catalytiques R2a et R2b pour produire dans chacune des zones catalytiques un deuxième effluent hydrotraité comportant de l'hydrogène, du NH3 et de l'H2S. Les zones de séparation S2a et S2b, par exemple des internes spécifiques, permettent de séparer une deuxième fraction gazeuse G2a et G2b comportant de l'hydrogène, de l'H2S et du NH3, et une deuxième fraction liquide L2a et L2b qui est hydrotraitée de manière poussée. La deuxième fraction gazeuse G2a et G2b est respectivement recyclée à la première zone de réaction Ria et R1b en tant que flux gazeux comportant de l'hydrogène via les conduits 4a et 4b. Aucun compresseur n'est requis pour envoyer la deuxième fraction gazeuse G2a et G2b au niveau des conduits 2a et 2b du fait de la pression légèrement plus élevée dans les zones catalytiques R2a et R2b que dans les zones Ria et R1b. La deuxième fraction liquide L2a et L2b, évacuée par les conduits 9a et 9b, peut être recombinée dans le conduit 10 et constitue le produit hydrotraité final. Selon cette variante, l'espace créé par la hauteur disponible Ha' est donc astucieusement utilisé pour y disposer la zone de réaction R1 b, et l'espace créé par la hauteur disponible Hb' est astucieusement utilisé pour y disposer la zone de réaction R2a. De même, la disposition relative de la zone de séparation S1a par rapport à la première zone de réaction R1a n'a aucune importance, tant que la deuxième zone de réaction R2a est disposée suffisamment en dessous de ladite zone de séparation S1 a. Ainsi la zone de séparation S1 a peut être disposée en dessous (voir figure 2) ou côté à côte à la même hauteur que la zone de réaction Ria, ou encore en-dessus de la zone de réaction Ria. Cette dernière variante est particulièrement avantageuse lorsqu'on souhaite placer les deux zones réactionnelles R1 a et R2a dans un même réacteur avec un espacement entre les deux zones réactionnelles le plus réduit possible, et uniquement en déportant et en surélevant la zone de séparation S1a. Ainsi, il n'est pas nécessaire de surélever la zone réactionnelle Ria par rapport à la zone réactionnelle R2a, l'espace devant uniquement être suffisant pour y loger les internes nécessaire a la collecte des flux de R1a et à la distribution des flux entrant dans R2a. Les zones de réactions Ria, R1 b, R2a, R2b peuvent contenir des catalyseurs de compositions identiques ou des catalyseurs de compositions différentes. Les zones de réaction Ria, R1 b, R2a, R2b peuvent également contenir un ou plusieurs inerte(s), c'est-à-dire une ou des substance(s) n'ayant pas ou peu d'activité catalytique mais ayant la propriété d'adsorber les impuretés contenues dans la charge (lit de garde). De plus, dans une zone de réaction, on peut disposer un ou plusieurs lits de catalyseur de composition identique, ou bien plusieurs lits de catalyseur, la composition des catalyseurs étant différente d'un lit à l'autre. De plus, un lit catalytique peut éventuellement être composé de couches de catalyseurs différents. Les catalyseurs mis en oeuvre dans les zones de réaction peuvent comporter en général un support minéral poreux, au moins un métal ou composé de métal du groupe VIII de la classification périodique des éléments (ce groupe comprenant notamment le cobalt, le nickel, le fer, etc...) et au moins un métal ou composé de métal du groupe VIB de ladite classification périodique (ce groupe comprenant notamment le molybdène, le tungstène, etc...). La somme des métaux ou composés métalliques, exprimé en poids de métal par rapport au poids total du catalyseur fini est souvent comprise entre 1 et 50 % poids. La somme des métaux ou composés de métaux du groupe VIII, exprimée en poids de métal par rapport au poids du catalyseur fini est souvent comprise entre 1 et 15 % poids, de préférence entre 2 et 10% poids. La somme des métaux ou composés de métaux du groupe VIB, exprimée en poids de métal par rapport au poids du catalyseur fini est souvent comprise entre 2 et 50% poids, de préférence entre 5 et 40% poids. Selon une autre variante, les catalyseurs mis en oeuvre dans les zones de réaction Ri a, R1 b, R2a et R2b peuvent comporter en général un support minéral poreux et au moins un métal noble ou composé de métal noble du groupe VIII de la classification périodique des éléments (ce groupe comprenant notamment le palladium, le platine, le rhodium, le ruthénium, etc...). Sa teneur est généralement comprise entre 0,1 et 2 % poids par rapport au poids total du catalyseur fini. Le support minéral poreux peut comprendre, de façon non limitative, l'un des composés suivants : alumine, silice, zircone, oxyde de titane, magnésie, ou deux composés choisis parmi les composés précédents, par exemple silice-alumine ou alumine-zircone, ou alumine-oxyde de titane, ou alumine-magnésie, ou trois composés ou plus choisis parmi les composés précédents, par exemple silice- alumine-zircone ou silice-alumine-magnésie. Le support peut également comprendre, en partie ou en totalité, une zéolite. De préférence, le catalyseur comporte un support composé d'alumine, ou un support composé principalement d'alumine (par exemple de 80 à 99,99% poids d'alumine). Le support poreux peut comprendre également un ou plusieurs autres éléments ou composés promoteurs, à base par exemple de phosphore, de magnésium, de bore, de silicium, ou comprenant un halogène. Le support peut par exemple comprendre de 0,01 à 20% poids de B203, ou de 5i02, ou de P205, ou d'un halogène (par exemple du chlore ou du fluor), ou 0,01 à 20% poids d'une association de plusieurs de ces promoteurs. Des catalyseurs courants sont par exemple des catalyseurs à base de cobalt et de molybdène, ou bien à base de nickel et de molybdène, ou bien à base de nickel et de tungstène, sur un support alumine, ce support pouvant comprendre un ou plusieurs promoteurs tels que précédemment cités. Le catalyseur peut être sous forme oxyde, c'est-à-dire qu'il a subi une étape de calcination après imprégnation des métaux sur le support. Alternativement, le catalyseur peut être sous forme séchée additivée, c'est-à-dire que le catalyseur n'a pas subi d'étape de calcination après imprégnation des métaux et d'un composé organique sur le support. Généralement le composé organique contient de l'oxygène et/ou de l'azote. Les catalyseurs sous forme séchée additivée sont généralement connus pour être plus actifs et moins tolérants aux impuretés que les catalyseurs sous forme oxyde. Selon une variante préférée, on utilise un catalyseur à base de cobalt et de molybdène dans la première zone de réaction R1a et R1b et un catalyseur à base de nickel et de molybdène dans la deuxième zone de réaction R2a et R2b. Selon une autre variante préférée, on utilise un catalyseur sous forme oxyde dans la première zone de réaction Ria et R1b et un catalyseur sous forme séchée lo additivée dans la deuxième zone de réaction R2a et R2b. Les exemples présentés ci-après permettent d'illustrer le fonctionnement du procédé selon l'invention et d'en montrer les avantages. Hydrotraitement d'une charge gazole avec un objectif en soufre final de 10 ppm poids. 15 La charge traitée est composée à 80% poids de GOSR (un gazole issu d'une distillation atmosphérique) et de 20% poids de LCO (coupe issue de craquage catalytique). Les caractéristiques de la charge figurent dans le tableau 1. Charge GOSR/LCO (80/20) Densité (15°C) kg/m3 861 Soufre initial ppm poids 9087 Azote initial ppm poids 266 Capacité BPSD 60 000 Cible soufre ppm poids 10 Tableau 1: Caractéristiques de la charge 20 L'exemple 1 décrit un procédé d'hydrotraitement en contre-courant simulé selon l'art antérieur avec la pression du réacteur R2 supérieure à la pression du réacteur R1 (figure 1b). Dans cet exemple, on utilise deux réacteurs ayant chacun un lit catalytique et une pompe pour permettre le transfert du liquide vers le réacteur R2. L'exemple 2 décrit un procédé d'hydrotraitement en contre-courant simulé selon l'invention (figure 2) dans lequel on utilise deux réacteurs ayant chacun un lit catalytique. L'exemple 3 décrit un procédé d'hydrotraitement en contre-courant simulé selon la variante décrite dans la figure 4 permettant d'utiliser les hauteurs disponibles Ha' et Hb' en intercalant respectivement les zones de réaction parallèle R1b et R2a. Dans les lits catalytiques R1a et R1b un catalyseur CoMo sur support alumine est utilisé. Dans les lits catalytiques de finition R2a et R2b un catalyseur NiMo sur support d'alumine est utilisé. Les conditions opératoires des réacteurs, identiques pour les trois exemples, figurent dans le tableau 2. Catalyseur (volume total CoMo + NiMo) m3 240 Diamètre équivalent extrudé mm 3,2 VVH globale h-1 1,6 Rapport volumique R1a/R1b et R2a/R2b m3/m3 1,0 Pression sortie R2a et R2b bara 42,0 Vitesse superficielle liquide à l'entrée de R2a et R2b cm/s 0,5 Température massique moyenne des lits catalytiques Ri a, Ri b, R2a et R2b °C 355 H2 recyclage/HC en entrée de R1a et R1b Nm3/Sm3 150 Tableau 2: Conditions opératoires pour les trois exemples On vise à obtenir une teneur en soufre final de 10 ppm poids dans chacun des exemples. A partir de cet objectif, le dimensionnement des réacteurs est donné dans le tableau 3.20 Exemple 1 Exemple 2 Exemple 3 (comparatif (selon (selon selon la l'invention l'invention figure 1b) figure 2) figure 3) Nombre de réacteurs - 2 2 1 Diamètre réacteur mm 5500 / 5500 5500 / 5500 4000 Hauteur réacteur mm 5550 / 5550 5550 / 5550 28 200 Pertes de charge totales bar a 0,42 0,42 0,38 Hauteur disponible Ha' (et mm 0 8100 7300 Hb' pour l'exemple 3) Hauteur de la jambe liquide Ha (et Hb pour l'exemple 3) mm 0 7020 6400 Nombre de pompes nécessaires - 2 (dont une 0 0 secours) Puissance d'une pompe kW 30 0 0 Tableau 3: Dimensionnement des réacteurs Les exemples selon l'invention montrent qu'il est possible de supprimer la consommation énergétique d'une pompe ainsi que l'investissement d'une deuxième pompe pour faire fonctionner le procédé par rapport à un procédé classique en contre-courant simulé (exemple 1), tout en limitant le nombre et la taille des équipements supplémentaires, notamment : - deux réacteurs de faible hauteur espacées d'au moins 7 m par une canalisation qui contient une jambe liquide (exemple 2) - un agencement compact dans un seul réacteur avec un diamètre de réacteur largement réduit (d'environ 30%) (exemple 3). REVENDICATIONS1. Procédé d'hydrotraitement en lit fixe d'une charge hydrocarbonée comportant des composés soufrés et azotés, dans lequel on effectue les étapes suivantes : a) on effectue une première étape d'hydrotraitement HTD1a en mettant en contact au moins une partie de la charge et un flux gazeux comportant de l'hydrogène avec un premier catalyseur d'hydrotraitement dans une première zone de réaction Ria pour produire un premier effluent El a hydrotraité comportant de l'hydrogène, de l'H25 et du NH3, ladite partie de la charge et ledit flux gazeux circulant en co-courant descendant dans ladite première zone de réaction Ri a, b) puis on sépare le premier effluent El a en une première fraction gazeuse Gia comportant de l'hydrogène, de l'H25 et du NH3, et une première fraction liquide Li a dans une zone de séparation Si a, c) puis on refroidit éventuellement, puis on purifie la première fraction gazeuse Gia pour produire un flux enrichi en hydrogène, d) puis on effectue une deuxième étape d'hydrotraitement HDT2a en mettant en contact la première fraction liquide Lia obtenue à l'étape b) et au moins une partie dudit flux enrichi en hydrogène avec un deuxième catalyseur d'hydrotraitement dans une deuxième zone de réaction R2a pour produire un deuxième effluent E2a hydrotraité comportant de l'hydrogène, du NH3 et de l'H25, ladite première fraction liquide Lia et ledit flux enrichi en hydrogène circulant en co-courant descendant dans ladite deuxième zone de réaction R2a, ladite deuxième étape d'hydrotraitement HDT2a étant effectuée à une pression plus élevée que ladite première étape d'hydrotraitement HDT1a, ladite deuxième zone de réaction R2a étant disposée en dessous de ladite zone de séparation S1 a de l'étape b) de manière à créer une hauteur hydrostatique Ha de liquide dans une jambe liquide connectant ladite première zone de séparation S1 a à ladite deuxième zone de réaction R2a, la hauteur Ha générant une différence de pression permettant de réaliser l'écoulement de ladite première fractionliquide Lia issue de ladite première zone de séparation S1 a vers la deuxième zone de réaction R2a de manière gravitaire, e) puis on sépare dans une deuxième zone de séparation S2a le deuxième effluent E2a en une deuxième fraction gazeuse G2a comportant de l'hydrogène, de l'H2S et du NH3 et une deuxième fraction liquide L2a, f) puis on recycle au moins une partie de la deuxième fraction gazeuse G2a comportant de l'hydrogène, de l'H2S et du NH3 à l'étape a) en tant que flux gazeux comportant de l'hydrogène. 2. Procédé selon la revendication 1, dans lequel la hauteur hydrostatique Ha de liquide dans la jambe liquide connectant ladite première zone de séparation S1 a à ladite deuxième zone de réaction R2a est créée en disposant ladite deuxième zone de réaction R2a en dessous de ladite zone de séparation S1 a de l'étape b) d'une telle manière qu'une hauteur appelée hauteur disponible Ha' est créée entre la zone d'introduction dudit effluent El a dans la zone de séparation S1 a et la zone de mélange de ladite première fraction Lia avec ledit flux enrichi en hydrogène, ladite hauteur disponible Ha' créant ladite jambe liquide d'une hauteur hydrostatique Ha inférieure ou égale à ladite hauteur disponible Ha', ladite hauteur Ha étant telle qu'elle génère une différence de pression statique égale à la somme des pertes de charge rencontrées entre ladite zone de mélange et ladite zone d'introduction de l'effluent El a dans le sens de la circulation des fluides. 3. Procédé selon les revendications 1 ou 2, dans lequel la première zone de réaction Ria et la deuxième zone de réaction R2a sont disposées dans un même réacteur ou dans deux réacteurs différents. 4. Procédé selon la revendication 3, dans lequel la première zone de séparation S1 a et la deuxième zone de séparation S2a sont disposées à l'intérieur ou à l'extérieur du ou des réacteur(s). 5. Procédé selon l'une des revendications 1 à 4, dans lequel la pression de ladite deuxième étape d'hydrotraitement HDT2a est supérieure d'une valeur comprise entre 0,01 et 0,3 MPa par rapport à la pression de ladite première étape d'hydrotraitement HDT1 a. 6. Procédé selon l'une des revendications 1 à 5, dans lequel le procédé selon l'invention comprend en outre les étapes suivantes : a') on effectue, une première étape d'hydrotraitement HDT1b en mettant en contact une autre partie de la charge et un flux gazeux comportant de l'hydrogène avec un premier catalyseur d'hydrotraitement dans une première zone de réaction R1 b pour produire un premier effluent E1b hydrotraité comportant de l'hydrogène, de l'H2S et du NH3, ladite autre partie de la charge et ledit flux gazeux circulant en co-courant descendant dans ladite première zone de réaction R1 b, ladite zone de réaction R1 b étant disposée dans l'espace créé par ladite hauteur Ha de l'étape d), b') puis on sépare le premier effluent E1b en une première fraction gazeuse G1 b comportant de l'hydrogène, de l'H2S et du NH3, et une première fraction liquide L1b dans une première zone de séparation Si b, c') puis on refroidit éventuellement, puis on purifie la première fraction gazeuse Glb pour produire un flux enrichi en hydrogène, d') puis on effectue une deuxième étape d'hydrotraitement HDT2b en mettant en contact la première fraction liquide L1b obtenue à l'étape b') et au moins une partie dudit flux enrichi en hydrogène avec un deuxième catalyseur d'hydrotraitement dans une deuxième zone de réaction R2b pour produire un deuxième effluent E2b hydrotraité comportant de l'hydrogène, du NH3 et de l'H2S, ladite première fraction liquide L1 b et ledit flux enrichi en hydrogène circulant en co-courant descendant dans ladite deuxième zone de réaction R2b, ladite deuxième étape d'hydrotraitement HDT2b étant effectuée à une pression plus élevée que ladite première étape d'hydrotraitement HDT1b, ladite deuxième zone de réaction R2b étant disposée en dessous de ladite zone de séparation S1 b de l'étape b') de manière à créer une hauteur hydrostatique Hb de liquide dans une jambe liquide connectant ladite première zone de séparation S1 b à ladite deuxième zone de réaction R2b, la hauteur Hb générant une différence de pression permettant de réaliser l'écoulement de ladite première fraction liquide L1 b issue de ladite première zone de séparation Si b vers la deuxième zone de réaction R2b de manière gravitaire, ladite zone deréaction R2a de l'étape d) étant disposée dans l'espace créé par ladite hauteur Hb de l'étape d'), e') puis on sépare dans une deuxième zone de séparation S2b le deuxième effluent E2b en une deuxième fraction gazeuse G2b comportant de l'hydrogène, de l'H2S et du NH3 et une deuxième fraction liquide L2b, f') puis on recycle au moins une partie de la deuxième fraction gazeuse G2b comportant de l'hydrogène, de l'H2S et du NH3 à l'étape a') en tant que flux gazeux comportant de l'hydrogène. 7. Procédé selon la revendication 6, dans lequel la hauteur hydrostatique Hb de liquide dans la jambe liquide connectant ladite première zone de séparation Slb à ladite deuxième zone de réaction R2b est créée en disposant ladite deuxième zone de réaction R2b en dessous de ladite zone de séparation Slb de l'étape b') d'une telle manière qu'une hauteur appelée hauteur disponible Hb' est créée entre la zone d'introduction dudit effluent El b dans la zone de séparation Slb et la zone de mélange de ladite première fraction Ll b avec ledit flux enrichi en hydrogène, ladite hauteur disponible Hb' créant ladite jambe liquide d'une hauteur hydrostatique Hb inférieure ou égale à ladite hauteur disponible Hb', ladite hauteur Hb étant telle qu'elle génère une différence de pression statique égale à la somme des pertes de charge rencontrées entre ladite zone de mélange et ladite zone d'introduction de l'effluent El b dans le sens de la circulation des fluides. 8. Procédé selon les revendications 6 ou 7, dans lequel la partie de la charge introduite dans la zone d'hydrotraitement HDT1 a est égale à la partie de la charge introduite dans la zone d'hydrotraitement HDT1b. 9. Procédé selon l'une des revendications 6 à 8, dans lequel la première zone de réaction Rla et Rlb et la deuxième zone de réaction R2a et R2b, ainsi que la première zone de séparation Sla et Slb et la deuxième zone de séparation 52a et 52b sont disposées dans le même réacteur. 10. Procédé selon l'une des revendications 1 à 9, dans lequel on met en oeuvre les zones de réaction avec les conditions suivantes : - température comprise entre 300°C et 420°C, - pression comprise entre 2 MPa et 15 MPa,- Vitesse Volumétrique Horaire comprise entre 0,5 et 5 h-1, - rapport entre l'hydrogène et les composés hydrocarbures compris entre 150 et 1000 Nm3/Sm3. 11. Procédé selon l'une des revendications 1 à 10, dans lequel à l'étape c) ou c') avant la purification, on condense partiellement par refroidissement respectivement ladite première fraction gazeuse G1a et G1b et on sépare la première fraction partiellement condensée en une deuxième première fraction liquide Lia' et L1b' et une deuxième première fraction gazeuse Gia' et G1b', et à l'étape c) ou c') on met en contact la deuxième première fraction gazeuse Gia' et G1b' avec une solution absorbante comportant des amines pour produire ledit flux enrichi en hydrogène. 12. Procédé selon l'une des revendications 1 à 11, dans lequel le premier catalyseur et le deuxième catalyseur sont indépendamment choisis parmi les catalyseurs composés d'un support minéral poreux, d'au moins un élément métallique choisi parmi le groupe VIB et d'un élément métallique choisi parmi le groupe VIII. 13. Procédé selon l'une des revendications 1 à 12, dans lequel le diamètre du premier et du deuxième catalyseur est compris entre 1,2 et 5 mm. 14. Procédé selon l'une des revendications 1 à 13, dans lequel la charge hydrocarbonée est composée d'une coupe dont le point initial d'ébullition est compris entre 80°C et 250°C et le point final d'ébullition est compris entre 260°C et 600°C. 15. Réacteur pour mettre en oeuvre le procédé selon l'une des revendications 6 à 14 s'étendant selon un axe vertical comportant : - successivement de haut en bas selon l'axe vertical une zone de réaction Ria, une zone de séparation S1a pour séparer l'effluent de la zone de réaction Ria en une fraction liquide et une fraction gazeuse, une zone de réaction Ri b, une zone de séparation S1b pour séparer l'effluent de la zone de réaction R1b en une fraction liquide et une fraction gazeuse, une zone de réaction R2a, une zone de séparation S2a pour séparer l'effluent de la zone de réaction R2a en une fraction liquide et une fraction gazeuse, et unezone de réaction R2b et une zone de séparation S2b pour séparer l'effluent de la zone de réaction R2b en une fraction liquide et une fraction gazeuse, des moyens d'introduction de la charge (2a, 2b) dans la partie supérieure des zones de réaction Ria et R1 b, et des moyens d'introduction (8a, 8b) d'un flux enrichi en hydrogène dans la partie supérieure des zones de réaction R2a et R2b, des moyens d'évacuation (5a, 5b) de la fraction gazeuse issue des zones de séparation Sla et Si b et des moyens d'évacuation (9a, 9b) de la fraction liquide issue des zones de séparation S2a et S2b, des moyens (4a, 4b) pour amener les fractions gazeuses issues des zones de séparation S2a et S2b respectivement dans la partie supérieure des zones de réaction Ria et Mb, des moyens (7a, 7b) pour amener les fractions liquides issues des zones de séparation S1 a et S1 b respectivement dans la partie supérieure des zones de réaction R2a et R2b, le réacteur étant configuré de manière à créer des hauteurs hydrostatiques Ha et Hb de la fraction liquide issue des zones de séparation Si a et Si b dans les moyens (7a, 7b) pour amener les fractions liquides issue des zones de séparation S1 a et S1 b respectivement dans les zones de réaction R2a et R2b, les hauteurs Ha et Hb générant une différence de pression permettant de réaliser une écoulement gravitaire des fractions liquides.25