FR 2047929 A1 19710319 FR 7023292 A 19700624 70 23292 1 2047929 La présente invention concerne le craquage d'une charge hydrocarbonée dérivée des pétroles en essence, en présence d'un catalyseur de craquage fluide fortement actif, tel qu'une zéolite d'alumi-nosilicate cristallisée ou d'un catalyseur d'activité et (ou) de 5 sélectivité comparables* Les catalyseurs de craquage formés par des aluminosilicates du type des zéolites synthétiques présentent une fofcte activité pour le craquage des huiles hydrocarbonées» à la fois en ce qui concerne la conversion totale de la charge et la sélectivité vis-à-vis de la 10 production d'essence. L'invention concerne un procédé permettant d'améliorer la sélectivité au point de vue production d'essence lors des processus de craquage utilisant un catalyseur de craquage du type des zéolites à l'état fluidisé ou un catalyseur d'activité et (ou) de sélectivité comparables. 15 Dans les opérations de craquage catalytique à l'état fluide, il est généralement avantageux de faire travailler le réacteur de craquage à des pressions comprises entre 1,4 et 2,1 kg/cm environ au manomètre, et il n'est pas désirable, en ce qui concerne l'opération totale, y compris la régénération du catalyseur et la récupé-20 ration d'énergie à partir des gaz de fumée provenant du régénérateur, de permettre aux pressions régnant dans le réacteur de tomber nettement au-dessous de cette valeur. Par exemple, la régénération du catalyseur est d'une façon générale influencée favorablement par des températures et des pressions élevées» En outre, dans les sys-25 tèmes dans lesquels les gaz de fumée provenant du générateur sont utilisés pour entraîner une turbine, afin de comprimer l*air de corn bustion devant être fourni au régénérateur, il est important de maintenir une pression élevée dans ce régénérateur, afin d'obtenir nn fonctionnement efficace de la turbine» Etant donné que le cata— 30 lyseur usé doit s'écouler à partir de la zone de réaction vers le régénérateur, une pression élevée correspondante est en conséquence requise dans le réacteur afin de tendre à déplacer celui-ci vers le régénérateur. Toutefois, comme indiqué plus loin, des pressions de la charge hydrocarbonée dans le réacteur relativement élevées sont 35 moins favorables, en ce qui concerne la sélectivité en essence au cours de l'opération de craquage, que des pressions relativement faibles* L'invention est matérialisée dans un procédé permettant d'améliorer de façon avantageuse la mise en oeuvre d'un processus de ré 70 23292 2 204792$ action utilisant un catalyseur de craquage du type des zéolites ou un catalyseur fluidiaé similaire, sans réduire la pression dans la zone de réaction ou bien dans le récipient d'isolement ou de séparation du catalyseur. les recherches qui ont abouti à l'invention 5 ont montré qu'un avantage inattendu ou remarquable est obtenu en introduisant un gaz formant diluant à l'entrée de la zone de réaction de craquage, afin de réduire la pression partielle de l'hydrocarbure de charge dans la zone de réaction, sans modifier la pression totale à l'intérieur du système. On peut utiliser n'importe 10 quel diluant constitué par une vapeur ou prenant l'état de vapeur dans les conditions régnant dans la zone de réaction. Un gaz inerte tel que de la vapeur d'eau ou de l'azote constitue tui diluant convenable* On peut utiliser un mélange de gaz. Si le diluant est un hydrocarbure, il doit judicieusement avoir un point d'ébullition 15 inférieur à 221 °C environ, c'est-à-dire qu'il doit être constitué par un hydrocarbure distillant dans la gamme de l'essence ou plus léger. S'il distille au-dessus de la gamme de l'essence, il va constituer lui-même une partie de la charge soumise au craquage. On peut utiliser du méthane ou de l'éthylène recyclé* Ses recherches 20 ont montré, suivant l'invention, qu'une pression partielle plus faible de la charge hydrocarbonée, pour une pression totale quelconque donnée dans la zone de réaction, a pour effet inattendu d'augmenter la sélectivité en essence pour un taux de conversion donné de la charge fraîche, ou inversement d'exiger une conversion 25 plus faible de la charge totale pour obtenir un rendement donné en essence* Bien que l'on sache déjà que l'utilisation d'un diluant inerte tel que de la vapeur d'eau dans la zone d'entrée de la charge hydrocarbonée présente certains avantages lorsqu'on effectue le craquage 30 avec un catalyseur fluide, par exemple en favorisant la fluidisation du catalyseur, la vaporisation de la charge liquide, la dispersion du catalyseur dans la charge hydrocarbonée, l'augmentation de la vitesse de réaction, etc..., une amélioration de la sélectivité en essence n'a pas été constatée jusqu'ici* On a remarqué en outre, 35 suivant l'invention, que l'avantage de sélectivité en essence est transitoire et disparaît si le processus de craquage n'est pas interrompu d'une manière déterminée dans le temps, comme expliqué ci-après . Du fait de cette nature transitoire, l'avantage de sélectivité a été effectivement masqué jusqu'ici* 70 23292 '3 2047929 On a considéré jusqu'ici que la quantité de vapeur devant être utilisée au cours d'un procédé de craquage catalytique à l'état fluide ne doit pas être élevée, afin d'éviter une réduction du temps de séjour et par suite une perte de conversion. Toutefois, suivant 5 l'invention, la quantité de vapeur d'eau ou d'autre gaz inerte doit ôtre suffisante pour assdër une réduction notable de la pression partielle de l'hydrocarbure admis pouvant être craqué en essence# Bien que les variations initiales correspondant à une réduction de la pression partielle exercent un effet plus grand, sur la sélecti-10 vité en essence, que les variations ultérieures, plus la quantité de vapeur d'eau ou d'autre gaz inerte introduit est grande par rapport à la charge hydrocarbonée, plus l'effet obtenu sur la sélectivité est important. Far exemple, une quantité égale à 10 moles pour cent de vapeur d'eau, sur la base de la charge hydrocarbonée, va 15 réduire la pression partielle de la charge hydroearbonée de 10 pour cent» une quantité de vapeur d'eau égale à 15 pour cent va réduire la pression partielle de la charge hydroearbonée de 15 pour cent, etc..., et plus la réduction de pression partielle est importante, plus l'avantage de sélectivité en essence qu'il est possible d'obte-20 nir suivant l'invention va être élevé. Les recherches qui ont abouti à l'invention ont montré en outre que l'avantage de sélectivité qui est dû à la présence d'un gaz inerte incapable par lui-même de subir un craquage en essence est le plus important au cours des premiers stades de la réaction de 25 craquage, qui correspondent également à la période au cours de laquelle la majeure partie du craquage de la charge fraîche se produit. En fait, la courbe de production de vapeurs d'hydrocarbures craqués à partir de la charge fraîche varie par rapport au temps de façon exponentielle, la vitesse de craquage maximum étant obtenue 30 au début de la réaction, de sorte que les vapeurs craquées elles-mêmes réduisent rapidement la pression partielle de la charge non craquée. Toutefois, au moment où. ces vapeurs sont produites, la plus grande partie du craquage est terminée, le degré de craquage d'une charge hydrocarbonée fraîche à l'aide d'un catalyseur du type zéoli-35 te est considérablement plus grand au cours du premier intervalle de temps de 0,1 seconde dans la zone de réaction que durant le second intervalle de 0,1 seconde. De même, le degré de craquage de la charge hydrocarbonée fraîche est considérablement plus grand au cours du premier intervalle de 0,2 seconde dans la zone dé réaction que 70 23292 4 2047929 durant le second intervalle de 0,2 seconde. Par exemple, quand la charge hydrocarbonée est demeurée dans la zone de réaction pendant 0,1 seconde environ, 4C$ environ de cette charge sont convertis, et après 1,0 seconde environ la conversion n'augmente que de 70 à 80j6 5 environ. Selon des processus de commande relatif à des opérations de craquage catalytique à l'état fluide de la technique antérieure, une vapeur telle que de la vapeur d'eau a été ajoutée à l'entrée d'une colonne ou zone de réaction allongée, afin de favoriser la 10 dispersion du catalyseur dans l'hydrocarbure, la quantité de vapeur d'eau n'est pas considérée comme particulièrement critique. Le temps de séjour dans le réacteur (vitesse spatiale) est ensuite ajusté pour commander ou déterminer le rendement en essence dans l'effluent du réacteur. Si l'analyse de l'effluent du réacteur indique qu'un 15 réglage du temps de séjour est nécessaire, le débit d'écoulement de l'hydrocarbure est réglé. Mais aucun caractère critique n'est lié au fait que ce réglage fait varier le rapport entre la vapeur d'eau et l'hydrocarbure à l'entrée de la zone de réaction. Suivant l'invention, le temps de séjour dans la zone de réaction est déter-20 miné non seulement par le débit de charge total, y compris l'hydrocarbure et la vapeur d'eau, mais aussi par le rapport entre la vapeur d'eau et l'hydrocarbure dans la charge, de la manière décrite ci-après. Les recherches qui ont abouti à l'invention ont montré, comme cela est indiqué ci-après, que la commande du rapport entre 25 la vapeur d'eau et l'hydrocarbure dans la charge et la commande du débit de charge total, y compris la vapeur d'eau et l'hydrocarbure, présentent entre elles une interdépendance et exercent également de façon conjointe un effet critique sur le rendement' en essence* Bien que les aluminosilicates du type des zéolites soient des 30 catalyseurs particulièrement utiles pour la mise en oeuvre de l'invention, n'importe quel silice-alumine ou autre catalyseur de craquage suffisamment actif et (ou) sélectif pour pouvoir produire un rendement en essence de pointe ou maximum transitoire à partir d'un charge hydrocarbonée fraîche totale pouvant subir un craquage en 35 essence avec des temps de séjour de 5 secondes ou moins entre dans le cadre de l'invention. Le rendement maximum en essence obtenu pour des temps de séjour de 5 secondes est transitoire ou momentané et diminue rapidement. Après un temps de séjour d'une seconde, la plus grande partie de la charge hydrocarbonée fraîche est convertie, et 70 23292 5 2047929 on note une chute brusque du taux ou de la vitesse de conversion de la charge fraîche• Toutefois» si l'hydrocarbure demeure en contact avec le catalyseur, les produits résultant de l'opération de craquage antérieure subissent eux-mêmes à leur tour un craquage. Ce 5 phénomène est dénommé "post-craquage"• Etant donné qu'il existe une plus grande quantité de matière craquée que de matière non craquée après seulement une demi-seconde à une seconde de séjour dans la zone de réaction, ou mdme moins, une situation apparaît rapidement, selon laquelle il peut se produire un craquage consi-10 dérablement plus important de matière déjà craquée que de matière non encore craquée. Quand cette situation s'établit, l'essence dé-airée initialement produite avec une sélectivité élevée suivant l'invention subit une réduction quantitative, par suite de son post-craquage à une vitesse plus élevée que celle à laquelle elle 15 «st produite par suite du craquage de la charge non craquée restante, de sorte que l'avantage de sélectivité initialement obtenu est ensuite perdu rapidement. Si la séparation de l'hydrocarbure et du catalyseur n'est pas assurée avant l'établissement dBun degré notable de post-craquage, l'existence de l'effet d© sélectivité 20 avantageux précédent peut être entièrement masquée. Cette invention exige une séparation sensiblement instantanée du catalyseur et de l'hydrocarbure lorsque ces matières quittent la zone de réaction pour parvenir dans le récipient de séparation ou d'isolement. Suivant l'invention, on ajoute une charge hydrocarbonée liquide 25 préchauffée et une zéolite fluide ou un catalyseur de cracking comparable à une zone de réaction de craquage, conjointement à un diluant gazeux inerte tel que de la vapeur d'eau, de l'azote, du méthane ou de 1'éthylène de recyclage, etc.. La charge hydrocarbonée liquide est vaporisée d'une façon sensiblement instantanée et la 30 quantité de diluant inerte est suffisante pour assurer une réduction notable de la pression partielle de la charge hydrocarbonée. La sélectivité en essence est renforcée par suite de là pression partielle plus faible de l'hydrocarbure au début du craquage de la charge fraîche, due à la présence du diluant. Afin de ne pas perdre ulté-35 rieurement l'avantage de sélectivité, on ne laisse l'hydrocarbure en présence du catalyseur qu'aussi longtemps qu'une nouvelle conversion d'hydrocarbure non craqué fournit une augmentation importante de rendement en essence. Le système est commandé de telle sorte que, sensiblement au moment où une nouvelle" conversion d'hy— 40 drocarbure non craqué ne produit pas d'augmentation résultante 70 23292 6 2047929 Importante du rendement en essence» ou au moment où une certaine réduction de rendement en essence se produit, le catalyseur et l'hydrocarbure soient séparés ou isolés l'un de l'autre de façon sensiblement instantanée pour éviter un post-craquage de l'essence 5 capable de détruire ou de compenser l'avantage de sélectivité initialement obtenu par suite de l'effet de réduction de la pression partielle dû au diluant. L'analyse du produit pour mesurer la conversion totale de la charge fraîche et (ou) le rendement en essence favorise la commande du réacteur selon l'invention. Ces analyses 10 fournissent une mesure de la sélectivité en essence pour commander le réacteur, La durée de la réaction peut être réglée par une régulation du débit de charge total, y compris l'hydrocarbure et la vapeur d'eau, lorsque la hauteur du réacteur est fixée. Suivant l'invention, on fait travailler le réacteur de telle 15 sorte qu'on obtienne une augmentation continuelle du rendement en essence, sensiblement sur toute la longueur du réacteur, conjuguée à une réduction de la charge fraîche, ce qui signifie que la réaction est interrompue au moment ou sensiblement au moment où l'on obtient un rendement maximum en essence. On note une absence nota-20 ble de mélange en retour dans le réacteur, étant donné que ce phénomène aboutirait à un post-craquage. Un mélange en retour peut être provoqué par une vitesse linéaire excessive, donnant lieu à une turbulence, ou par la formation d'un lit de catalyseur dense créant une turbulence dans les vapeurs en cours d'écoulement, L'hy-25 drocarbure demeure dans le réacteur simplement jusqu'à ce qu'une réduction de la teneur en charge fraîche ne s'accoApagne pas d'une nouvelle augmentation résultante notable de la quantité d'essence. Le rendement en essence maximum s'accompagne d'une sélectivité également maximum en essence* 30 Le temps de oontact global entre l'hydrocarbure et le cataly seur peut ne pas dépasser 0,5 seconde environ ou être même inférieur; il n'est pas supérieur à 5 secondes environ et il dépend de nombreuses variables çu cours d'un procédé particulier, comme la gamme d'ébullition de la charge, le catalyseur particulier employé, 35 la quantité de carbone fixée sur le catalyseur régénéré, l'activité du catalyseur, la température de la zone de réaction, la teneur en composés aromatiques polynucléaires de la charge hydrocarbonée, etc.,. Certaines de ces variables peuvent en influencer une autre. Par exemple, si la charge hydrocarbonée fraîche renferme 70 23292 7 2047929 une quantité considérable de composés aromatiques polynucléaires, la réaction doit pouvoir évoluer suffisamment longtemps pour provoquer le craquage des composés mono-aromatiques ou di-aromatiques, ou bien des naphtènes, étant donné que ces composés donnent des ren-5 dements relativement élevés en essence et constituent les composés aromatiques pouvant être craqués le plus facilement, mais la réaction doit être interrompue avant qu'un craquage important d'autres composés aromatiques polynucléaires se produise, étant donné que le craquage de ces derniers a lieu à une vitesse plus lente et a pour 10 conséquence un dépôt excessif de carbone sur le catalyseur. Il est évident qu'aucune durée de craquage fixe ne peut être établie, mais le temps va devoir être choisi dans la gamme correspondant à l'invention selon le système particulier utilisé. Dans un certain système, un temps de séjour dépassant légèrement 1,0 seconde pourrait 15 avoir pour conséquence un post-craquage sévère, tel que l'avantage de sélectivité soit perdu, tandis que dans un autre système, à moins qu'un temps de séjour de 1,0 seconde ne soit nettement dépassé, il peut ne pas se produire un craquage suffisant de l'hydrocarbure de charge pour rendre le procédé économique* D'une façon générale, le 20 temps de séjour ne doit pas dépasser 2,5 ou 3 secondes, et des temps de séjour de 4 secondes seront rares. La description qui va suivre, faite en regard des dessins annexés, donnés à titre non limitatif, permettra de mieux comprendre comment l'invention peut être mise en oeuvre. 25 Les fig. 1 et 2 sont des graphiques ou diagrammes correspondant à la mise en oeuvre de l'invention. La fig. 3 est une représentation schématique d'un appareillage utilisable pour cette mise en oeuvre. On a représenté sur la fig. 1 des courbes indiquant de façon 30 semi-quantitative la quantité de charge inaltérée et d'essence (en ordonnées), en pourcentage, sur la base de la charge fraîche, en fonction du temps de séjour dans la zone de réaction ( en abscisses). La courbe correspondant à la charge inaltérée (indiquée par Cl) qui est typique pour la plupart des charges de craquage fluides, indique 35 que la quantité de charge inaltérée se rapproche de façon asymptoti-que d'une valeur un peu inférieure à 20$ de la charge fraîche durant les temps de séjour suivant l'invention. Les courbes représentant la quantité d'essence produite (comme indiqué en E) montrent que cette quantité d'essence atteint rapidement une valeur maximum correspon-40 dant sensiblement à un palier ou à une pointe, qui généralement 70 23292 8 2047929 coïncide avec le moment auquel le craquage de la charge inaltérée est sensiblement réduit. Le rendement en essence correspondant à cette pointe, pour une charge donnée, est déterminé principalement par la température du réacteur, à un certain degré par la quantité 5 de carbone sur le catalyseur, et également à un certain degré par le rapport entre le catalyseur et l'huile. Quand une pointe ou crête a été atteinte, le taux d'essence diminue, étant donné que le post-craquage de l'essence prédomine par rapport à la production d'essence à partir de la charge inaltérée. La courbe inférieure parmi 10 les deux courbes correspondanteà l'essence visibles sur la fig.1 indique le taux d'essence dans la zone de réaction, en supposant que l'on n*introduit sensiblement pas de diluant inerte, comme de la vapeur d'eau, dans la zone d'entrée du réacteur. La courbe supérieure parmi les deux courbes relatives à l'essence indique sché-15 matiquement le taux d'essence plus élevé obtenu en ajoutant un diluant inerte tel que de la vapeur d'eau à l'entrée de la zone de réaction, ce qui abaisse la pression partielle de la charge hydrocarbonée et augmente par suite la sélectivité en essence. - On supposera qu'on effectue une opération de craquage à l'état 20 fluide avec addition de vapeur d'eau et que le rendement en essence correspond au point A indiqué sur la fig. 1 auquel un post-craquage important s'est produit. Afin de réduire lè degré de post-craquage, on décide d'augmenter le débit de charge de l'hydrocarbure introduit dans la zone de réaction, ce qui réduit par suite le temps de séjour 25 de l'hydrocarbure. Le temps de séjour est habituellement réglé en ajustant le débit de charge de l'hydrocarbure plutôt que le débit de charge de la vapeur d'eau, étant donné que pour une augmentation ou une réduction en pourcentage donnée du débit de charge de la vapeur d'eau ou de l'hydrocarbure, l'effet sur le temps de séjour dans la 30 zone de réaction va être beaucoup plus grand dans le cas du réglage de l'hydrocarbure, du fait que la quantité totale d'hydrocarbure chargé est beaucoup plus grande que la quantité totale de vapeur d'eau chargée. Par suite du temps de séjour plus court et de la réduction concomitante du post-craquage, on obtient un rendement en 35 essence plus élevé, comme indiqué en B. Toutefois, du fait que la pression partielle d'hydrocarbure à l'entrée de la zone de réaction a été augmentée par un accroissement du débit de l'hydrocarbure, le point B est déplacé à l'écart de la courbe de rendement en essence supérieure, en direction de la courbe inférieure, et se trouve en 70 23292 9 2047929 dehors de la zone hachurée qui indique la plage opératoire correspondant à l'invention. La zone hachurée montrée sur la fig» 1 indique les rendements en essence élevés transitoires obtenus suivant l'invention, qui peuvent être atteints par l'utilisation d'une va-5 peur inerte, mais qui ne peuvent pas être atteints en l'absence d'une telle vapeur inerte. Par ailleurs, si la même réduction de temps de séjour de l'hydrocarbure était obtenue en augmentant à la fois les débits d'hydrocarbure et de vapeur d'eau selon le même rapport, de sorte que la pression partielle d'hydrocarbure à l'en-10 trée de la zone de réaction demeurerait inchangée pour ce nouveau temps de séjour, le nouveau point de travail se trouverait en B' an lieu de B, c'est-à-dire dans la plage correspondant à l'invention. (Bien entendu, si le même débit total a été obtenu en augmentant le rapport entre la vapeur d'eau et l'hydrocarbure, le nouveau point 15 de travail va se trouver au-dessus de B1 et la zone hachurée correspondant à l'invention va être agrandie). Maintenant, si l'on augmente de nouveau le débit de charge de l'hydrocarbure afin de réduire encore le temps de séjour, on atteint le point C, qui est encore plus éloigné de la courbe supérieure relative à l'essence que le 20 point B, en direction de la courbe Inférieure, étant donné que la pression partielle de l'hydrocarbure est encore augmentée en passant du point B au point C. Ici encore, du fait de l'augmentation de la pression partielle de l'hydrocarbure, le point C se trouve à l'extérieur de la gamme correspondant à l'invention. Par ailleurs, 25 si le même temps de séjour indiqué au point 0 est obtenu en augmentant le débit à la fois de la vapeur d'eau et de l'hydrocarbure au lieu de l'hydrocarbure seul, de sorte que la pression partielle de l'hydrocarbure pour le nouveau temps de séjour est la même qu'elle était au point A, on atteint le point C* qui se trouve dans la pla-30 ge couverte par l'invention. On voit à l'examen de la fig» 1 que les points de travail B et C représentent des taux de conversion en essence essentiellement semblables pour des temps de séjour différents, ce qui indique apparemment que ces points se trouvent au voisinage d'un rendement 35 ma-irimmn en essence correspondant à un palier. Toutefois, les points B et C sont situés à l'extérieur de la gamme correspondant à l'invention, tandis que les points de travail B' et 0', qui se trouvent à l'intérieur de cette gamme, correspondent à des rendements en essence plus élevés que les points B et C, même si les points B et 70 23292 10 2047929 B* et les points 0 et 0* représentent les mômes temps de séjour respectivement. Si l'on part du point A, on atteint le point B1 par la méthode consistant à réduire le temps de séjour par une modification à la fois du débit de vapeur et du débit d'hydrocar-5 bure, tandis que si l'on part également du point A, on atteint le point B par la méthode qui consiste à modifier simplement le débit de l'hydrocarbure, pour obtenir le même temps de séjour que pour le point B8• En partant du point Bs, on atteint le point C' en modifiant le débit de la vapeur d3eau et la gamme de débits de 10 l'hydrocarbure, afin de réduire le temps de séjour, tandis qu'on atteint le point 0 par la méthode plus simple consistant à modifier simplement le débit de ^hydrocarbure pour obtenir le môme temps de séjour qu'au point G'. On voit que pour obtenir l'avantage de sélectivité en essence suivant l'invention, le temps de séjour et la 15 détermination ou le choix des débits de vapeur d'eau et d'hydrocarbure permettant d'obtenir ce temps de séjour présentent entre eux une relation ou interdépendance et représentent une combinaison critique pour permettre la commande du processus. Bien que l'effet de la pression partielle suivant l'invention 20 tende à augmenter la sélectivité en essence, il existe au cours d'un processus de craquage un effet antagoniste que tend à s'opposer à cet effet de la pression partielle et à le masquer. Cet effet antagonistemest dû au dépôt de carbone sur le catalyseur lorsque celui-ci se déplace à travers la zone de réaction. Etant donné que 25 la quantité de carbone sur le catalyseur augmente le long du trajet de réaction, la sélectivité en essence obtenue à partir de lç charge diminue. Plus le poids moléculaire de l'hydrocarbure de charge est élevé, plus l'effet antagoniste résultant du dépôt de carbone sur le catalyseur est important, étant donné que les constituants à 30 poids moléculaire élevé tendent à renfermer tin plus grand nombre de composés aromatiques polynucléaires, qui cèdent une plus grande quantité de coke lors du craquage, que d'autres composés. Parmi les composés aromatiques, les composés polynucléaires non seulement subissent un craquage à une vitesse plus faible, mais ils présen-35 tent également une sélectivité beaucoup plus élevée en C2 et en gaz plus légers, ainsi qu'en coke, tandis que les composés mono-et di-aromatiques et les chaînes latérales alcoyliques des naph-tënes tendent non seulement à subir un craquage à une vitesse plus élevée, mais aussi à fournir une sélectivité plus grande en essence. 70 23292 u 2047929 Far suit*, les constituants les plus lourds de la charge hydrocarbonée doivent être soumis à un temps de séjour plus court, qui doit être par exemple oompris seulement entre 0,5 et 1,5 seconde afin de limiter à un degré aussi grand que possible leur craquage en 5 chaînes latérales paraffiniques et en composés mono- et di-aromati-ques en général# Suivant l'invention, on soumet l'hydrocarbure de charge à un fractionnement, et une fraction contenant les constituants à poids moléculaire relativement faible (formés principalement par des pa-10 raffines, des naphtènes et des composés mono- et di-aromatiques) devant être craqués est chargée conjointement au catalyseur dans la partie inférieure d'une zone de réaction allongée, et est soumise à un craquage notable avant d'atteindre la position du trajet de réaction correspondant à l'entrée d'une fraction contenant les 15 constituants à poids moléculaire relativement plus élevé (qui renferment de façon prédominante les composés aromatiques polynucléaires). Après que la plus grande partie du craquage de la fraction à poids moléculaire plus faible s'est produite, la fraction à poids moléculaire plus élevée est introduite dans le réçcteur sans cata-20 lyséur additionnel. De cette manière, la plus grande partie de la charge hydrocarbonée plus légère est craquée en l'absence de charge hydrocarbonée lourde et ainsi sur un catalyseur à faible teneur en carbone. L'opération de craquage de la charge à poids moléculaire plus faible est rendue optimum (sélectivité en essence maximum) 25 sous l'influence combinée de l'effet de la pression partielle réduite exercée par le diluant inerte, de l'effet de la faible teneur en carbone du catalyseur et d'une opération de craquage un peu plus sévère (c'est-à-dire d'un rapport catalyseur sur huile élevé). La charge hydrocarbonée lourde est ensuite soumise à un temps de séjour 30 beaucoup plus court que la charge plus légère. Si désiré, un ou plusieurs courants de charge hydrocarbonée relativement légers peuvent être introduits au voisinage de la base du réacteur et un ou plusieurs courants de charge hydrocarbonée relativement lourde, dérivée de la même source ou bien d'une source différente par rapport 35 à celle à partir de laquelle la charge plus légère est obtenue, peuvent être introduits en aval sur le trajet de réaction; plus la charge est lourde (ou bien plus elle renferme de composés aromatiques polynucléaires), plus sa position ou son point d'introduction est situé plus loin en aval. Un courant de charge lourd peut renfer 70 23292 12 2047929 mer en totalité ou en partie un produit de recyclage. A chaque point d'introduction de la charge lourde, le diamètre du réacteur peut augmenter, de sorte que les vitesses à l'entrée du réacteur et à la sortie de celui-ci vont être sensiblement les mimes. Si désiré, le 5 réacteur peut présenter une certaine conicité, afin de fournir des diamètres croissants le long du trajet de réaction, pour obtenir une vitesse uniforme dans l'ensemble du système. Un degré de commande élevé est obtenu dans le réacteur en faisant varier la quantité et le point d'introduction de la charge ou des charges hydrocarbo-10 nées plus lourdes par rapport à la quantité et à la position d'introduction de la charge ou des charges plus légères, afin de faire varier le temps de séjour de l'ensemble de la matière s'écoulant à travers le réacteur. Suivant l'invention, le point d'introduction placé en aval, prévu pour l'introduction du courant de charge 15 hydrocarboné à poids moléculaire élevé, est défini de telle sorte qu'un rendement en pourcentage plus élevé d'essence soit obtenu à partir de la charge à poids moléculaire élevé, sous l'effet du processus, en présence du courant de produits de réaction à faible poids moléculaire (effet de la pression partielle), que cela ne se-20 rait le cas en l'absence de ce courant de produits de réaction à faible poids moléculaire. On notera ici que la subdivision ou ségrégation de la charge hydrocarbonée totale en des fractions à poids moléculaires relativement élevé et faible, comme décrit, fournit une sélectivité ac-25 crue en essence par rapport à l'introduction d'une charge hydrocarbonée comprenant l'ensemble des composés en un seul point situé à la base du réacteur. Les données indiquées ci-après montrent qu'un fort dépôt de carbone sur le catalyseur (tel que celui qui est favorisé par l'emploi de charges plus lourdes) représente un 30 inconvénient plus grand, au point de vue sélectivité en essence, lorsqu'on effectue le craquage d'une charge à point d'ébullition relativement bas, que cela n'est le cas quand on effectue le craquage d'une charge à point d'ébullition relativement élevé, bien que ceci représente un inconvénient dans les deux cas. Par suite, 35 un avantage très net est obtenu, au point de vue sélectivité en essence, en permettant à la charge à faible poids moléculaire de subir la plus grande partie de son craquage en l'absence de la charge lourde, et ainsi avec un catalyseur ayant une faible teneur en carbone. Ensuite, lorsque le courant de charge lourde est introduit 70 23292 13 2047929 dans une position située en aval dans le trajet de réaction, les produits de réaction de la charge plus légère servent à réduire la pression partielle du courant de charge lourde à un degré plus important, ce qui à son tour tend à compenser 1'inconvénient de sé-5 lectivité en essence lié à la charge lourde du fait qu'elle est craquée en présence d'un catalyseur usé et non régénéré, contenant du carbone. On voit que l'effet du carbone présent sur le catalyseur et l'effet de la pression de vapeur résultant de l'emploi d'une charge subdivisée, comme indiqué précédemment, sont des ef-10 fets interdépendants qui se conjuguent pour augmenter la sélectivité en essence dans l'ensemble du procédé. On a représenté sur la fig. 2 le processus de commande suivant l'invention, dans le cas d'un réacteur dans lequel une fraction hydrocarbonée à poids moléculaire relativement faible est introduite 15 à la base du réacteur, tandis qu'une fraction hydrocarbonée à poids moléculaire relativement élevé est introduite dans le réacteur dans une position située au-dessus de la base de celui-ci et en aval, sur le trajet de réaction, par rapport à la position d'introduction de la fraction à poids moléculaire plus faible* Suivant un 20 mode de réalisation avantageux, on fractionne une charge couvrant la totalité des composés afin de la subdiviser en deux fractions, et la fraction à poids moléculaire plus faible est introduite à la base du réacteur, tandis que la fraction à poids moléculaire plus élevé est introduite en un point situé plus haut sur le réac-25 teur. Les deux fractions peuvent avoir même volume ou des volumes inégaux. Ha craquage notable (mais non le craquage optimum) de la fraction à faible poids moléculaire se produit en amont de la position correspondant à l'introduction de la fraction à poids moléculaire élevé* 30 Comme montré sur la fig* 2, sur laquelle on a représenté en ordonnées le pourcentage d'essence sur la base de la charge fraîche et en abscisses les temps mesurés en secondes (entre 0 et 5 secondes) à partir du moment où. la charge à faible poids moléculaire a été ajoutée, on voit que les courbes en pointillé indiquent le ren-35 dement en essence pour divers temps de séjour, pour la charge relativement légère, la courbe en pointillé inférieure indiquant le rendement en essence obtenu sans addition de vapeur, tandis que la courbe en pointillé supérieure indique le rendement en essence obtenu quand de la vapeur est ajoutée. La zone non hachurée située 40 au-dessus de la ligne en pointillé horizontale M indique le rende- 70 23292 14 2047929 dament en essence additionnel qui peut être obtenu par suite de l'emploi d'une vapeur avec la charge légère, du fait de la réduction partielle de l'hydrocarbure à l'entrée du réacteur. La ligne verticale X indique le temps de séjour admissible maximum si ce 5 rendement en essence additionnel doit pouvoir dtre réellement récupéré. Les courbes en pointillé montrées sur la fig. 2 correspondent à l'addition d'une fraction hydrocarbonée lourde dans une position du réacteur qui est située tellement haut que la charge lourde n'a 10 pas le temps d9atteindre un rendement maximum en essence avant que la ligne X correspondant au temps de séjour ne soit atteinte. Cette zone est indiquée par les lettres Clï sur la fig. 2. Les courbes en traits pleins que montrent la fig. 2 indiquent l8addition de la fraction hydrocarbonée lourde dans une position 15 du réacteur située au-dessus de la base de ce réacteur, mais en un point suffisamment voisin de cette base pour que la charge lourde demeure dans le réacteur pendant un laps de temps suffisamment long pour obtenir un rendement maximum en essence. Cette zone est indiquée sur la fig. 2 par les lettres CIM. La zone non hachurée qui se 20 trouve au-dessus de la ligne horizontale en traits pleins ET représente le rendement additionnel en essence pouvant être obtenu à i partir de la charge lourde par suite de la présence des vapeurs provenant du courant de réaction dérivé de la charge légère, qui réduit la pression partielle de la charge hydrocarbonée lourde au 25 point d'admission de cette charge lourde. La ligne verticale T délimite le temps de séjour minimum admissible si ce rendement en essence additionnel pouvant être obtenu à partir de la charge lourde doit être réellement récupéré. La zone indiquée en CLE sur la fig. 2 correspond à l'introduc-30 tion de la charge légère à la base du réacteur. On voit à l'examen de la fig. 2 que l'intervalle de temps de séjour qui est compris entre les lignes verticales I et T constitue le seul intervalle dans lequel le rendement en essence additionnel dérivé à la fois des charges légère et lourde par suite de la réduc-35 tion de la pression de vapeur dans la zone d'introduction de chaque charge, peut être réellement récupéré à partir du réacteur. Par iuite, la position indiquée par S', qui a été étudiée ci-avant en regard de la fig. 1, se trouve entre les lignes X et Y et se trouve également au-dessus de la ligne horizontale en pointillé M à laquel 70 23292 15 2047929 le elle est associée, de sorte que dans cette position le rendement en essence additionnel pouvant être obtenu à la fois à partir des charges légère et lourde peut être récupéré à partir du processus. Par contre, la position indiquée par C'f qui est également étudiée 5 ci-avant en regard de la fig* 1, se trouve à l'extérieur de la zone délimitée par les lignes X et 7, de sorte que bien que le rendement en essence additionnel provenant de la charge légère puisse être récupéré, le rendement en essence additionnel provenant de la charge lourde n'est pas récupérable* Par suite, le temps de séjour cor-10 respondant au point C' sur la fig* 2 ne convient pas lors de l'introduction d'une charge subdivisée par le procédé suivant l'invention* Il est évident que seuls les points de rendement en essence visibles sur la fig. 2 qui se trouvent entre les lignes X et T et 15 qui sont placés également au-dessus de la ligne horizontale en pointillé ou en traits pleins M ou H à laquelle ils sont associés entrent dans le cadre de l'Invention* Par exemple, la position B sur la fig* 2, qui a été également étudiée ci-avant en regard de la fig* 1, bien qu'elle soit comprise entre les lignes de temps de sé-20 jour X et Y, ne se trouve pas au-dessus de la ligne horizontale en pointillé M à laquelle elle est associée, et demeure par conséquent en dehors du cadre de l'invention. Par suite, les positions B et C, qui se trouvent à l'extérieur des limites définies par l'invention selon l'étude effectuée concernant le système à charge hydrocarbonée 25 simple représentée sur la fig. 1 demeurent également en dehors de l'invention dans le cas du système à double charge étudié en regard de la fig. 2* Au cours d'un procédé particulier quelconque, le rendement en essence et les temps de séjour qui fournissent l'avantage de sélec-30 tivité en essence suivant l'invention dépendent d'un grand nombre de variables, qui sont liées au processus particulier considéré* Parmi ces variables, on peut citer le catalyseur particulier..ewplftyé le taux de carbone sur le catalyseur régénéré, l'activité et (ou) la sélectivité du catalyseur, la température, les caractéristiques 35 réfractaires de la charge, etc... L'avantage de sélectivité suivant l'invention peut ne pas dépasser 0,5ou bien aller jusqu'à \$> au plus, et atteindre par exemple 3 à 5$» selon le rapport entre la vapeur formant diluant et la charge hydrocarbonée à l'entrée du réacteur» ainsi que la proportion entre les charges et leurs points 70 23292 16 2047929 d*Introduction respectifs. Quand l'essence constitue le produit qui est économiquement le plus désirable lors de l'opération de craquage 1'intérêt économique d'un avantage de sélectivité même de 0,5 à 1$ au point de vue récupération réelle dans l'effluent est considéra-5 ble un système de réacteurs industriels qui traite de 100*000 à 150.000 barils par jour de charge hydrocarbonée (un baril correspond à 159 litres)* La température de réaction utilisée suivant l'invention est au moins de 282°G environ. La limite supérieure peut être de 593°C 10 environ ou plus. La gamme de températures préférées est comprise entre 510° et 566°C. La pression de réaction totale peut varier entre des limites assez larges et peut aller par exemple de 0,35 à 3,5 o p kg/cm au manomètre, ou bien de préférence de 1,4 à 2,1 kg/cm au manomètre. Le temps de séjour maximum est de 5 secondes et pour la 15 plupart des charges le temps de séjour va être d'environ 1,5 à 2,5 secondes, ou bien d'une façon moins courante de 3 à 4 secondes* Pour des charges de poids moléculaire élevé riches en composés aromatiques, un temps de séjour de 0,5 à 1,5 seconde peut convenir pour provoquer le craquage des composés mono- et di-aromatiques et 20 des naphtènes, qui sont les composés aromatiques subissant le plus facilement un craquage et qui fournissent le rendement maximum en essence, mais il faut interrompre l'opération avant qu'un craquage appréciable des composés polyaromatiques ne se produise, étant donné que ces matières fournissent des rendements élevés en coke 25 ainsi qu'en C2 et en gaz plus légers. Le rapport entre la longueur et le diamètre du réacteur peut varier dans des limites assez larges, mais ce réacteur doit avoir une forme allongée pour fournir une vitesse linéaire élevée, allant par exemple de 7,6 à 22,9 mètres par seconde; à cet effet, un rapport longueur/diamètre supé-30 rieur à 20 ou 25 est désirable. Le réacteur peut avoir un diamètre uniforme, ou bien il peut aller en se rétrécissant de façon continue, ou encore il peut augmenter le diamètre par paliers le long du trajet de réaction, pour entretenir une vitesse à peu près constante sur toute la longueur de ce trajet. La quantité de diluant 35 peut varier selon le rapport entre l'hydrocarbure et le diluant désiré, pour permettre une commande. Si l'on utilise de la vapeur d'eau comme diluant, une quantité type pouvant être introduite peut représenter environ 10# en volume, ce qui correspond environ à 1# en poids sur la base de la charge hydrocarbonée. Une proportion con 70 23292 17 2047929 venable mais non limitative de gaz formant diluant, par exemple de vapeur d'eau ou d'azote, relativement à la charge hydrocarbonée fraîche, peut être comprise entre 0,5 et 10^ en poids. Un catalyseur du type zéolite est une matière catalytique ex-5 trêmement judicieuse suivant l'invention. On peut utiliser un mélange de zéolites naturelles et synthétiques. On peut également utiliser judicieusement un mélange d'organosilicates du type zéolite cristallisés avec des silices-alumines amorphes non-zéolitiques comme charge catalytique. N'importe quel catalyseur contenant tine 10 matière du type des zéolites ou une autre matière fournissant un rendement en essence maximum transitoire en un temps de séjour de 5 secondes convient dans le cas présent. La granulométrie du catalyseur doit le rendre capable de subir une fluidisation sous forme d'une phase dispersée dans le réacteur. Des caractéristiques types 15 non limitatives de granulométrie du catalyseur fluide sont les suivantes t Grosseur (microns) 0-20 20-45 45-75 3^75 fè en poids 0-5 20-30 35-55 20-40 Ces grosseurs de particules sont usuelles et ne sont pas particuliè-20 res à la mise en oeuvre de l'invention. Un rapport pondéral convenable entre le catalyseur et la charge d'huile totale est d'environ 4/1 à environ 12/1, ou bien il peut atteindre 15/1 ou même 25/1, maisgénéralement un rapport allant de 6/1 à 10/1 est préférable* La charge hydrocarbonée fraîche est généralement préchauffée à une 25 température de 316° à 371°C environ, mais habituellement elle n'est pas vaporisée pendant le pré-chauffage et la chaleur additionnelle requise pour obtenir la température désirée pour le réacteur est fournie par le catalyseur régénéré chaud* Le rapport pondéral entre le catalyseur et l'hydrocarbure dans 30 la charge est modifié pour agir sur les variations de température du réacteur. En outre, plus la température du catalyseur régénéré est élevée, moins la quantité de catalyseur nécessaire pour obtenir une température de réaction donnée est grande. Far suite, une température du catalyseur régénéré élevée va permettre d'utiliser la très 35 faible densité dans le réacteur indiquée ci-après et va par suite tendre à éviter un mélange en retour dans le réacteur. D'une façon générale, la régénération du catalyseur peut se produire à une température élevée de 671°C environ, ou bien de 677°C, ou encore plus élevée pour Abaisser le taux de carbone sur le catalyseur régénéré 70 23292 18 2047929 de 0,6 à 1,5$> environ jusqu'à une valeur de 0,05 à 0,3# en poids environ» Pour des rapports usuels entre le catalyseur et l'huile dans la charge, la quantité de catalyseur est plus que suffisante pour obtenir l'effet catalytique désiré, et par suite si la température 5 du catalyseur est élevée, le rapport peut être diminué sans gêne pour la conversion. Etant donné que les catalyseurs zéolitiques sont particulièrement sensibles au taux de carbone sur le catalyseur, la régénération est assurée avantageusement à des températures élevées, afin de réduire le taux de carbone sur le catalyseur 10 jusque dans la gamme indiquée ou à une valeur plus faible. En outre, étant donné qu'une fonction principale du catalyseur est de fournir de la chaleur au réacteur, pour une température de réacteur désirée donnée, plus la température de la charge de catalyseur est élevée, moins la quantité de catalyseur requise est grande. Plus le débit 15 de charge est faible, plus la densité de la matière à l'intérieur du réacteur est également faible. Comme indiqué, de faibles densités dans le réacteur tendent à éviter un mélange en retour. lia vitesse linéaire dans le réacteur doit, sans être assez élevée pour provoquer une turbulence et un mélange en retour excessif, 20 être suffisamment grande pour qu'il ne se produise sensiblement pas d'accumulation de catalyseur dans le réacteur, étant donné que cette aceuBiulation elle-même tend à produire un mélange en retour» (Par suite, le rapport pondéral entre le catalyseur et l'huile dans une position quelconque à l'intérieur du réacteur est sensiblement égal 25 au rapport pondéral entre le catalyseur et l'huile dans la charge)» En d'autres termes, le catalyseur et l'hydrocarbure s'écoulent conjointement sensiblement à la même vitesse linéaire dans une position linéaire quelconque sur la longueur du trajet de réaction, ce qui évite un Hglissement" important du catalyseur par rapport à l'hy-30 drocarbure. Une accumulation du catalyseur dans le réacteur tend à donner un lit dense et à provoquer un mélange en retour, phénomène qui à son tour augmente le temps de séjour dans le réacteur pour une partie au moins de l'hydrocarbure de charge et produit un post-craquage» Si l'on évite une accumulation du catalyseur dans le réac-35 teur, on maintient une très faible quantité de catalyseur dans le réacteur, ce qui à son tour fournir une vitesse spatiale élevée. Par suite, une vitesse spatiale dépassant 100 ou 120 parties en poids d'hydrocarbure par heure et par partie en poids de catalyseur est extrêmement désirable. La vitesse spatiale ne doit pas être inférieu— 70 23292 19 2047929 re à 35 et elle peut atteindre 500. Par suite de la faible quantité de catalyseur et du faible rapport de charge entre le catalyseur et l'hydrocarbure, la densité de la matière à l'entrée du réacteur, dans la zone dans laquelle la charge à faible poids moléculaire est 5 introduite, peut ne pas dépasser 16 environ, jusqu'à une valeur inférieure à 80 kg/m?, bien que ces gammes soient données à titre non limitatif» Une densité à l'entrée de la zone dans laquelle la charge à faible poids moléculaire et le catalyseur sont Introduits inférieure à 64 ou 72,1 kg/m^ est désirable, étant donné que cette gamme de 10 densités est trop faible pour créer des systèmes à lit dense produisant un mélange en retour* Bien que la conversion diminue lors d'une réduction de la densité à l'entrée jusqu'à des niveaux très bas, le degré de post-craquage est,comme on a pu le constater,une caractéristique plus limitative que la conversion totale de la charge fral-15 che, mime pour une densité à l'entrée inférieure à 64 kg/m^. A la sortie du réacteur, la densité vaêtre environ la moitié de la densi-té à l'entrée, étant donné que le fonctionnement du réacteur lors du craquage produit une augmentation égalé au quadruple environ du nombre de moles d'hydrocarbure* lia réduction de densité dans le ré-20 acteur peut constituer une mesure de la conversion* On peut utiliser une grande diversité de charges d'huile formées d'hydrocarbures. Une charge convenable est constituée par un gas oil distillant dans une gamme allant de 221° à 593°0. Une quantité pouvant aller de 5 à 20# de la charge fraîche peut distiller 25 au-dessus de cette gamme. On peut introduire une certaine quantité d'huile résiduelle* On peut également utiliser un taux de recyclage allant de 0 à 5#* D'une façon générale, le recyclage est formé par l'huile distillant à plus de 343°0, provenant de la zone de distillation du produit, qui renferme la boue de catalyseur. S'il ne se 30 produit pas d'entraînement du catalyseur, le recyclage peut Itre supprimé* "BTRMPT.T3 WQ 1 On effectue une série d'expériences qui montrent l'effet de la réduction de la pression partielle d'hydrocarbure sur la sélectivité 35 en essence débutanisée et sur le rendement en composés liquides en 0^+. On a effectué les expériences dans un réacteur allongé et on a réduit la pression partielle d'hydrocarbure par l'addition de vapeur d'eau et d'azote avec l'hydrocarbure de charge. Les gammes de conditions utilisées au cours des diverses expériences sont les sui-40 vantes : 70 23292 20 2047929 10 15 20 25 35 Caractéristiques de la charge Densité Soufre : # en poids Résidus de carbone Ramsb., # en poids Distillation sous vide (ramenée à 700 mm de Hg) °C à : 10# 30# 50# 70# 90# CA (pourcentage d1atomes aromatiques) Catalvaeirr 0,9007 0,8 0,42 304 367 408 453 521 0,18 Zéolite (Activité Kellog, 2 heures 50-60 510 0,1-2,0 6.5-9,0 Néant 1.6-2,1 5-80 5-90 2-31 30 Conditions de craquage Température, °C Temps de contact, secondes Rapport catalyseur/huile Recyclage 2 Pression totale dans la colonne kg/cm (maa.) Composition du gaz dans la colonne (entrée) : Idoles, # Hydrocarbure Vapeur d'eau Azote Les résultats des expériences sont indiqués sur la fig. 3, dans laquelle le rendement en essence débutanisée et le rendement total en liquides en C^+, exprimés tous deux sous forme de pourcentages en volume de la charge fraîche, sont représentés en ordonnées relativement à la conversion totale pour diverses pressions partielles d*hydrocarbure dans le système et pour divers temps de séjour, indiqués en abscisses. Les gammes de pressions indiquées sur les graphiques correspondent à la pression partielle dans le système pour toutes les vapeurs hydrocarbonées craquées et non craquées, le reste de la pression dans le réacteur correspondant à l'azote et à la vapeur d'eau, qui sont tous deux utilisés au cours de toutes les expériences. Pour chaque pression partielle, la valeur dte conversion est indiquée pour un ou plusieurs temps de séjour. Comme indiqué sur la fig. 3, pour un taux de conversion donné 70 23292 21 2047929 quelconque, la sélectivité en essence, de même qu'en liquide total en 0j+, augmente lorsque la pression partielle de l'hydrocarbure diminue* Si l'on considère à titre d'exemple un taux de conversion de 60%, lorsque la pression partielle de l'hydrocarbure est comprise A 5 entre 1,1 et 1,4 kg/cm au manomètre, le rendement en essence est égal à 47,5%; quand la pression partielle de l'hydrocarbure est corn-prise entre 0,7 et 0,98 kg/cm au manomètre, le rendement en essence augmente presque jusqu'à 50%; lorsque la pression partielle de l'hydrocarbure est comprise entre 0,14 et 0^,35 kg/cm2 au manomètre, le 10 rendement en essence augmente encore jusqu'à 51,5%o Avantageusements une amélioration plus grande de la sélectivité en essence est obtenue lorsqu'on réduit la pression partielle de l'hydrocarbure pour passer de 1,1 à 1,4 kg/cm au manomètre à 0,7-0,98 kg/cm ç,u manomètre, par rapport à celle qui est obtenue lorsqu'on réduit la près-15 sion partielle de l'hydrocarbure pour passer de 0,7-0^98 kg/cm au manomètre à la très faible pression partielle de Oj, 14-0,35 kg/cnr au manomètre. Ceci indique que l'avantage de sélectivité en essence suivant l'invention est très important au cours du stade initial de réduction de la pression partielle des expériences, et que l'effet 20 n'est pas aussi grand, mais est encore notable, au cours du sècond stade de réduction de la pression partielle correspondant à ces expériences» "RYHWTPT.'P! M» 2 On effectue des expériences pour illustrer l'avantage d'un ca-25 talyseur aluminosilicate du type zéolite cristallisé par rapport à un catalyseur silice-alumine amorphe, dans un système de craquage catalytique à l'état fluide. On essaie les deux catalyseurs dans des conditions de vitesse qpatiale suffisamment faibles pour qu'un lit en phase dense soit formé dans le réacteur. Les résultats obte-30 nus sont indiqués dans le tableau I» TABLEAU I Charge Facteur de caractérisation 12,09 11,95 Densité 0,8778 0,8794 35 Soufre, % 0,42 0,36 Viscosité SUS à î °C 54 60,3 — 66 51,1 — 99 38,6 37,3 70 23292 22 2047929 Résxclu carboné, Ramsb : % ASTM D 524 0,23 0,21 Point d'aniline : °G 87 84 Indieo à® brome, B 1159 2,8 3,0 Poiat cl© ©oagélatloa» B 97 3 0O 32 _ AS?©^© $ J0jp'2ào o 710 450 MefeœïSj? ppao Ifsaaââisa 0$ 2 0,4 NIeteX 092 0,1 Distillatioïïi sous (rsassé© à 160 s» à© Hg) H0J5 h s ®0 298 291 50 348 328 50 396 371 7© 452 432 .90 526 504 ?3 — 533 Gefb03jm®ws' Silice-alu-mine 100% amorphe €C$ de zéolite 40% de silice-alumine Activité Kellog (2 heures) 33,8 50,6 Conditions de travail : réacteur Débit de charge fraîche s barils par jour (B/J) 13.571 13.704 Température du lit de réacteur s °C 497 502 Température de préchauffage de la charge,°C 371 343 Pression du lit du réacteur, kg/cm (man.) 0,805 0,77 Vitesse spatiale (charge totale) î p/h/p 3,94 3,07 Rapport catalyseur sur huile (charge totale) ï p/p 12,5 9,8 Recyclage : % en volume de la charge fraîche 74,3 31,4 Carbone sur le catalyseur régénéré, % en poids 0,4 0,38 Conversion : % en volume de la charge fraîche 75,5 85,5 Conditions de travail î régénérateur Température du lit du régénérateur, °C Air total dans le régénérateur, 1000 kg/h. Kg de coke brûlé/kg d'air ; P/P 613 69,7 0,087 630 75,62 0,083 Rendements : % en volume de la charge fraîche Essence débutanisée Butane-But ène i-Butane n-Butane Butènes 47.5 21,2 7,6 M 11.6 61,0 21,6 10,3 M 9,6 70 23292 23 2047929 4,2 5,7 8,5 5,9 105,9 108 ,7 4,4 2,9 7,73 7,8 81,3 86,1 89,4 94,0 93,4 100,4 98,3 Propylène-propané Propane Propylène Récupération de liquide total . CL et gaz plus légers, % en poids Coke, % en poids Caractéristiques Moteur, claire Moteur, + 3cc de PIB Expérimental, claire Expérimental, + 3cc de PTE Comme indiqué dans le tableau I, le système de catalyseur du 10 type zéolite fournit une conversion de 85,5%, par rapport à 75,5% seulement pour le catalyseur amorphe» En outre, le système de catalyseur du type zéolite fournit un rendement égal à 61,0% en essence, par rapport à un rendement qui est seulement de 47,5% en essence pour le catalyseur amorphe. Toutefois, alors que le rendement total 15 en hydrocarbures en Cj et C^ est sensiblement le même pour le catalyseur du type zéolite et pour le catalyseur amorphe, la proportion des hydrocarbures en C^ et C^ qui sont de -type oléfinique est plus faible lorsqu'on utilise tin catalyseur de type zéolitè au cours de ces expériences. Ceci représente un inconvénient qui résulte de 20 l'utilisation d'un catalyseur du type zéolite avec des longs temps de séjour dans un lit de catalyseur dense, étant donné que les olé-fines en C^ et C^ sont utiles pour la production d'un alcoylat qui peut être mélangé avec l'essence produite directement par craquage pour améliorer son indice d'octane» 25 EXEMPLE On effectue d'autres expériences, pour illustrer l'utilisation du même type de catalyseur zéolite que celui employé dans l'exemple N°2 pour un craquage catalytique à l'état fluide, non seulement avec des temps de séjour relativement longs, en faisant intervenir des 30 vitesses suffisamment faibles pour permettre la formation d'un lit de catalyseur en phase dense dans le réacteur, mais également avec des temps de séjour très faibles, dans la gamme suivant l'invention, pour lesquels la vitesse dans le réacteur est suffisamment élevée pour qu'il ne se forme pas de lit dans ce réacteur et par 35 suite pour éviter un mélange en retour dû à la formation d'un lit» Les résultats obtenus sont indiqués dans le tableau II ci-après. (Voir tableau II, page suivante). Une comparaison des expériences 1 et 2 du tableau II, toutes deux effectuées à 51D°C, montre l'effet nuisible d'ion temps de sé-40 jour allongé lorsqu'on utilise un catalyseur du type zéolite. le 70 23292 2& 2047929 TABEBAU II Expériences -1_ 2 JL Catalyseur Zéolite Zéolite Zéolite Zéolite Formation du lit de catalyseur 5 Température de craquage, °C oui non oui non 510 510 538 538 Vitesse spatiale (Charge totale) 19,2 Supérieure à 100 19,3 Supérieure à 100 Temps de contact Mélange (secondes) en retour 10 dans le lit 0,5 Mélange en retour dans le lit 2,0 Recyclage, % en volume 2,4 5,3 néant néant Conversion, % en volume 72,8 77,1 76,2 80;9 Rendements : % en volu-15 me de la charge fraîche C^ au total c3 + 9,9 10,4 11,7 11,3 6,6 6,7 7,5 9,0 C^ au total °* + 20 Essence débutanisée 14,2 16,0 15,8 17,7 6,8 7,6 8,0 7,8 55,8 60,2 56,2 63,8 V 4,8 4,8 5,0 4,3 Essence Cg+ 44,2 47,9 44,8 50,8 C^+liquides au total 106,8 109,5 107,5 111,9 C2 et plus légers, 25 i» en poids 3,6 2,5 4,1 2,1 Coke, % en poids 5,6 6,0 5,0 4,5 Indice d'octane de l'essence Moteur, claire 79,3 79,6 80,6 79,3 Moteur, +3cc PTE 30 , Expérimental, claire 85,4 92,3 86,2 92,6 86.4 93.5 86.3 91.4 Expérimental, +3ec PTE 100,2 99,6 99,5 98,7 temps de séjour correspondant à l'expérience 2 n'est que de 0,5 seconde, et cette expérience présente toutefois un rendement plus 25 élevé en essence et un rendement plus faible en Cg et plus légers que l'expérience 1, au cours de laquelle le temps de séjour est considérablement plus long par suite d'une vitesse spatiale plus faible, et durant laquelle il se produit un mélange en retour dans le lit de catalyseur dense. Une comparaison entre les expériences 40 1 et 2 montre qu'un temps de séjour plus long donne lieu à un post- 70 23292 2* 2047929 craquage qu.i réduit le rendement en essence et augmente le rendement en produits ayant des points d'ébullition plus faibles que celui de l'essence. La comparaison de l'expérience 3 avec l'expérience 1, qui tou-5 tes deux font intervenir un craquage en lit dense, montre que l'élévation de la température de craquage de 510°C à 538°C fournit une augmentation notable de la conversion, mais une très faible augmentation du rendement en essence débutanisée et un rendement plus él®~ vé en composés en Cg et plus légers; ceci indique que le degré él©= 1O vé de post-craquage qui se produit dans un système de réaction à lit dense empêche une commande efficace du rendement en essence par un réglage de la température. La comparaison de l'expérience 4 avec l'expérience 2, qui toutes deux font intervenir un craquage sans formation de lit et 15 qui utilisent des temps de séjour très courts, compris dans la gamme suivant l'invention, montre que l'élévation de la température de craquage pour passer de 510° à 538°C assure non seulement une augmentation notable de la conversion, mais encore une augmentation tout aussi importante du rendement en essence, conjuguée à un ren-20 dement plus faible à la fois en Gg et en composés plus légers, ainsi qu'en coke, ce qui indique que l'absence comparative de post-craquage liée aux temps de séjour très faibles utilisés suivant l'invention permet une commande du rendement en essence par régulation de la température. On remarquera également que l'expérience 4 25 fournit des rendements satisfaisants en oléfines en et en oléfi-nes en C^, qui sont des matières intéressantes pour la préparation d'essence à base d'alcoylate. Etant donné que, comme cela ressort du tableau II, dans des systèmes à lit non dense avec de faibles temps de séjour, le rende-30 ment en essence peut être commandé effectivement par régulation de la température, il s'en suit qu'une réduction de la température peut être utile dans certaines occasions, dans une installation industrielle, pour réduire le rendement en essence suivant les besoins en charge d'un appareil de fractionnement ultérieur ou pour 35 réduire la production d'oléfines en Cj et d'oléfines en C^. Toutefois, quelle que soit la température de travail, le rendement en essence obtenu à cette température est augmenté en utilisant la méthode de commande suivant l'invention 70 23292 26 2047929 EXEMPLE H» 4 le tableau III indique les résultats de quatre expériences comprenant une expérience basée sur un calcul qui illustre l'effet avantageux pouvant être obtenu sur le rendement en essence par le 5 fractionnement d'une charge de craquage hydrocarbonée en une fraction de poids moléculaire relativement élevé et en une fraction de poids moléculaire relativement faible, puis craquage séparé des fractions en présence d'un catalyseur du type zéolite. L'expérience 1 du tableau III indique les résultats obtenus quand on introduit 10 une charge hydrocarbonée couvrant toute la gamme des composés à la base d'un seul réacteur. L'expérience 3 montre les résultats obtenus quand la charge totale est fractionnée et lorsque la fraction plus légère, représentant 50% en volume, est seule chargée à la base d'un seul réacteur. L'expérience 4 montre les résultats obt«nus lors-15 que la fraction en volume plus lourde, représentant 50% de la charge fraîche, est seule chargée à la base d'un seul réacteur. L'expérience 2 montre les résultats calculés obtenus par un processus intégré au cours duquel une charge hydrocarbonée totale est séparée de telle sorte que 50% en volume, formant la fraction plus légère, soient 20 chargés dans un réacteur, tandis que 50% en volume, formant la fraction plus lourde, sont chargés dans un autre réacteur, les efflu-ents des deux réacteurs étant combinés. Toutes les expériences sont effectuées avec une vitesse suffisamment faible pour qu'il se forme tm lit de catalyseur fluide dense. Toutes les expériences sont 25 eu outré effectuées avec la même pression partielle d'hydrocarbure à l'entrée du réacteur. (Voir tableau III pages suivantes). Si l'on compare l'expérience 3 avec l'expérience 1 du tableau III, on voit que le craquage de la charge légère seule donne envi-30 ron la même conversion que celle obtenue avec une charge couvrant la totalité des composés, mais avec un rendement en essence nettement plus élevé, ce qui indique une sélectivité en essence également plus élevée. En outre, le taux de carbone moyen sur le catalyseur au cours de l'expérience 3 est égal à 0,93 moins 0,3» soit seule-35 ment 0,63%, tandis que le taux de carbone moyen sur le catalyseur au cours de l'expérience 1 est égal à.1,22 moins 0,33, soit 0,92%, Ici encore, le rendement total en O2 et plus légers, plus le coke obtenu au cours de l'expérience 3, n'est que de 9,1%, tandis que le rendement en Cg et plus légers, plus le coke obtenu au cours de Catalyseur Charge Expérience 1 Lit de zéolite Charge totale non subdivisée Caractéristiques de la Densité 0,9007 Soufre, % en poids 0,8 Résidu carboné Ramsb : 0,42 f» en poids Distillation sous vide (ramenée à 700 mm de Hg) •0 à s 10% en volume 304 30 367 50 408 70 453 90 521 0 * des atomes totaux 0,18 constitués par des atomes aromatiques Conditions de travail Température, °C 504 Vitesse spatiale (Charge totale) 6,2 P/H/P TABLEAU 111 Expérience 2 Lit de zéolite Ayant subi me ségrégation, rendement total calculé obtenu à partir des 2 courants. Expérience 3 Lit de zéolite Fraction légère seulement (50% volume de la charge totale) Expérience 4 Lit de zéolite Fraction lourde (50% volume de la charge totale) o KJ UJ NO vO NO 0,9007 0,8 0,42 0,8735 0,65 0,09 0,9254 1,00 0,73 ro *1 304 367 408 453 521 0,18 271 332 348 362 378 0,17 432 444 467 494 547 0,20 504 6,2 504 6,2 504 6,2 NO O -C* -O NO >0 Conditions de travail (Suite) Rapport catalyseur sur huile (charge totale) Huile sous forme de boue recyclée % en volume de la charge totale Carbone sur catalyseur usé : % en poids Carbone sur catalyseur régénéré : % en poids Conversion du gas oil : % en volume de la charge fraîche TABLEAU III (Suite) Expérience 1 Expérience 2 7,9 5,2 1,22 0,3 Rendements 80,6 en volume de la charge fraîche Essence débutanisée 58,8 Butane-Butène 16,3 Isobutane 8f0 n-Butane 2,1 Butènes 6,2 Propane-Propylène 11,0 Propane 4,7 Propylène 6,3 Q&s oil catalytique léger 14,2 Huile décantée 5,2 Total 105,5 Gaz, G2 et plus légers : % en poids 4,0) Coke : % en poids 8,6; HgS s % en poids 0,2 12,6 8,0 5,0 1,25 0,3 82,8 59,8 17,0 8,7 2,2 6.2 11,3 5,° 6.3 12,2 5,0 105,3 4,0) 9,0] 0,2 Expérience 3 8,1 13,0 0,93 0,3 80,7 60.4 16.2 9.1 2.2 4,9 10.5 4,8 5,7 19.3 106,4 3,5j 5,6) 0,1 9,1 Expérience 4 8.0 9,9 1,55 0,3 85,2 59,1 17,7 8,3 2.1 7,3 12,1 5.2 6,9 9,9 103,7 4,4 12,5 0,2 16,9 o K> OJ hO vO K> ro «o N3 O sO hO vQ 70 23292 2$ 2047929 l'expérience 1 est égal à 12,6%. A tous égards, le craquage de la fraction légère est donc en soi supérieur au craquage d'une charge couvrant la totalité des composés. Des résultats contraires apparaissent lors de la comparaison 5 de l'expérience 4 avec l'expérience 1 ; on voit que le craquage de la charge lourde seule donne une conversion beaucoup plus élevée que celle obtenue avec une charge couvrant toute la gamme des composés, mais avec seulement un rendement un peu plus élevé en essence5 ce qui indique une sélectivité beaucoup plus faible en essence. Par 10 ailleurs, le taux de carbone moyen sur le catalyseur au cours des expériences 4 est égal à 1,55 moins 0,3» soit 1,25%, tandis que le taux de carbone moyen sur le catalyseur dans l'expérience 1 est égal simplement à 0,92%. Ici encore, le rendement total en Cg et plus légers, plus le coke, obtenu lors de l'expérience, est égal à 1516»9%, tandis que le rendement total en C2 et légers, plus le coke, au cours de l'expérience 1 n'est que de 12,6%. A tous égards, le craquage de la fraction lourde est donc en soi inférieur à celui d'une charge totale couvrant toute la gamme des composés. Si l'on compare maintenant l'expérience 2 calculée avec l'ex-20 périence 1, on voit que les effets combinés des expériences 3 et 4 étudiées ci-avant fournissent un processus intégré qui est favorable au point de vue sélectivité en essence, en ce sens que le rendement en essence passe de 58,8 à 59,8% de la charge fraîche. Par suite, la ségrégation ou subdivision de la charge fraîche comme dé-25 crit au cours de cette expérience donne un rendement plus élevé en essence qui peut être conjugué à l'effet de la pression de vapeur décrit précédemment pour augmenter le rendement en essence d'une charge hydrocarbonée fraîche donnée. Un système réacteur-régénérateur destiné à la mise en oeuvre de 30 l'invention est décrit en regard de la fig. 4. Le craquage est effectué en utilisant un catalyseur zéolitique fluidisé dans un tube formant réacteur allongé 10, qui est dénommé- ci—après colonne. La colonne a un rapport longueur sur diamètre supérieur à 20, ou même supérieur à 25. La charge d'huile hydrocarbonée devant être craquée, 35 arrivant par le conduit 2, est tout d'abord soumise à vin fractionnement dans la colonne 4, dans laquelle on produit ainsi une fraction à poids moléculaire relativement faible, qui s'écoule par le conduit 6, et une fraction à poids moléculaire relativement élevé qui s'écoule par le conduit 8. La fraction à faible poids molécu-40 laire est envoyée à travers un appareil de préêhauffâge , 11, pour 70 23292 3* 2047929 la chauffer jusqu'à 316°C environ, puis elle est introduite à la base de la colonne 10 par le conduit d'entrée 14. De la vapeur d'eau est introduite dans le conduit d'entrée de l'huile à faible poids moléculaire par le conduit 18. De la vapeur d'eau est éga-5 lement introduite de façon indépendante dans la partie inférieure de la colonne par le conduit 22, afin de participer à l'entraînement vers le haut dans la colonne du catalyseur régénéré, qui s'écoule vers la base de cette colonne par le conduit de transfert 26. La fraction hydrocarbonée à poids moléculaire élevé est pré-10 chauffée à une température d'environ 316eG par l'appareil de préchauffage 20 et est introduite par le conduit 24 dans la partie supérieure de la colonne, dans la zone dans laquelle le diamètre de cette colonne devient plus grand. La charge hydrocarbonée à poids moléculaire élevé est introduite dans la colonne selon un angle 15 orienté vers le haut de 45e environ par les conduits 30 et 32. De la vapeur d9eau peut être introduite dans les conduits d'admission de Iehydrocarbure à poids moléculaire élevé par les conduits 34 et 3i. Les conduits 30 et 32 d4arrivée de 11hydrocarbure à poids moléculaire élevé représentent chacun plusieurs conduits similaires 20 écartés circonférentiellement, placés à la même hauteur sur la colonne. 1'hydro carbure recyclé peut être admis dans la partie supérieure de la colonne par l'un de plusieurs conduits d'admission inclinés vers le haut, désignés par la référence 38. Aucun catalyseur n'est ajouté directement à la partie supérieure de la colonne, 25 mais la totalité du catalyseur est ajoutée à la base de cette colonne, conjointement à la charge hydrocarbonée à faible poids moléculaire. Les temps de séjour de la charge à poids moléculaire élevé et de la charge à faible poids moléculaire peuvent être modifiés en faisant varier les quantités relatives ou les points d'introduction 30 des courants de charge à faible poids moléculaire et à poids moléculaire élevé. Par suite, le courant de charge à poids moléculaire élevé peut être introduit par le conduit 30, ou bien suivant une variante par des conduits supérieur ou inférieur 30A ou 30B respectivement. 35 La charge d'huile comprenant la totalité des composés et devant être craquée dans la colonne est un gaz oil ayant une gamme d'ébullition allant de 221°0 à 593°C environ. Comme indiqué précédemment, avant d'être introduit dans la colonne, le gaz oil est fractionné pour donner une fraction à faible poids moléculaire, qui est introduite à la base de la colonne, et une fraction à poids moléculaire élevé, qui est intro- 70 23292 2047929 chiite à la partie supérieure de la colonne* La vapeur d'eau est ajoutée à la colonne selon des quantités représentant environ 10% en poids sur la base de la charge d'huile, nais la quantité de vapeur d'eau peut varier entre de larges limites. Cette vapeur d'eau 5 est ajoutée à la fois avec les fractions hydrocarbonée à faible poids moléculaire et à poids moléculaire élevé* Le catalyseur utilisé est un alurainosilicate zéolitique fluidisé et il est ajouté simplement à la base de la colonne. La gamme de températures dans la colonne est d'environ 482° à 593°C, et elle est commandée par 10 la mesure de la température du produit provenant de la colonne et réglage du degré d'ouverture de la vanne 40 au moyen d'un dispositif de commande de la température 42, qui règle l'entrée du catalyseur régénéré chaud à la base de la colonne. La température du catalyseur provenant du régénérateur est supérieure à la températu-15 re de commande réglée dans la colonne, de sorte que le catalyseur admis participe au chauffage lors de la réaction de craquage. La pression dans la colonne est comprise entre 0,7 et 2,45 kg/cm environ au manomètre. On assure normalement le recyclage d'une quantité représentant entre 0 et 5% environ de la charge d'huile, qu'on 20 renvoie à la colonne* Le temps de séjour de l'hydrocarburelet du catalyseur dans la colonne est très faible, et il est compris entre 0,5 et 5 secondes* L'hydrocarbure à poids moléculaire plus faible demeure habituellement dans la colonne pendant environ 2 secondes, étant donné qu'il 25 est introduit à la base de cette colonne, mais l'hydrocarbure à poids moléculaire plus élevé va généralement demeurer dans la colonne pendant un laps de temps qui ne dépasse pas une seconde environ, étant donné qu'il est introduit dans la partie supérieure de cette colonne. La vitesse dans l'ensemble de la colonne est 30 d'environ 10,7 à 16,8 a/seconde et elle est suffisamment élevée pour qu'il ne se produise que peu ou pas de Mglissement" entre l'hydrocarbure et le catalyseur qui s'écoxile à travers la colonne* Far suite, aucun lit de catalyseur ne peut se former à l'intérieur de la colonne, de sorte que la densité à l'intérieur de cette co-35 lonne est très faible. La densité dans la colonne est au maximum de 64 kg/aP environ à la base de la colonne, et elle diminue jusqu'à 32 kg/a^ environ à la partie supérieure de celle-ci* Etant donné qu'aucun lit dense de catalyseur ne peut s'accumuler à l'intérieur de la colonne, la vitesse spatiale à travers celle-ci est 70 23292 31 2047929 habituellement élevée, et elle couvre une gamme allant de 100 ou 120 à 600 parties en poids d'hydrocarbure par heure, par partie en poids instantanée de catalyseur dans le réacteur* Aucune accumulation notable de catalyseur ne peut se produire dans le réacteur et 5 la quantité instantanée de catalyseur à l'intérieur de la colonne résulte d'un rapport en poids entre le catalyseur et l'huile en ©ours d'écoulement compris entre 4/1 et 15/1 environ, le rapport en poids correspondant au rapport de charge* l'hydrocarbure et le catalyseur quittant la partie supérieure 10 de la colonne sont envoyés dans un récipient de séparation ou d'isolement 44« la partie supérieure de la colonne est fermée comme indiqué en 46, de sorte que la sortie s'effectue par des fentes latérales 50 pour assurer une dispersion correcte. IMe séparation instantanée entre l'hydrocarbure et le catalyseur se produit dans 15 le récipient de séparation et d'isolaient, l'hydrocarbure qui se sépare du catalyseur est formé principalement par de l'essence, conjointement à certains constituants plus lourds et à certains constituants gazeux plus légers. l'effluent hydrocarboné traverse un système de cyclones 54 qui sépare les fines de catalyseur 20 qu'il contient, et il est évacué vers un appareil de fractionnement par le conduit 56. le catalyseur séparé de l'hydrocarbure dans l'appareil d * isolement 44 tombe immédiatement au-dessous des orifices de sortie de la colonne, de sorte qu'il n'existe pas, dans l'appareil de séparation, m niveau de catalyseur, mais seulement 25 une zone de séparation inférieure 58* De la vapeur d'eau est introduite dans la zone de séparation du catalyseur 58 par une tête d'aspersion 60, afin d'éliminer l'hydrocarbure entraîné dans le catalyseur* le catalyseur quittant l'appareil de séparation 58 traverse 30 le conduit de transfert 62 pour parvenir à un régénérateur 64* Oe catalyseur renferme des dépôts de carbone qui tendent à réduire son activité de craquage et on doit brûler à partir de la surface l du catalyseur une quantité de carbone aussi grande que possible. Cette combustion est assurée par introduction dans le générateur, 35 par le conduit 66, d'une quantité d'air correspondant approximativement à la quantité stoechiométriquement requise pour la combustion des dépôts de carbone* Le catalyseur provenant de l'appareil de séparation pénètre dans la partie inférieure du régénérateur dans une direction radiale et orientée vers le bas, par le conduit 70 23292 2047929 de transfert 62. Les gaz de fumée quittant le lit de catalyseur dense présent dans le régénérateur 64 s'écoulent par des cyclones 72 dans lesquels les fines de catalyseur sont séparées des gaz de fumée, ce qui permet à ceux-ci de quitter le régénérateur par le 5 conduit 74 et de traverser une turbine 75 avant de la quitter pour parvenir à une chaudière à chaleur perdue dans laquelle l'oaty-de de carbone contenu dans les gaz de fumée est brûlé en gaz carbonique pour réaliser une récupération de chaleur. La turbine 76 comprime l'air atmosphérique dans le compresseur d'air 78 et cet 10 air est envoyé à la base du régénérateur par le conduit 66» La température dans l'ensemble du lit du catalyseur dense qui se trouve dans le régénérateur est d'environ 6770Qo La température des gaz de fumée quittant la partie supérieure du lit de catalyseur présent dans le régénérateur peut s'élever par suite de la post-15 combustion de l'oxyde de carbone en gaz carbonique. On introduit dans le régénérateur une quantité approximativement stoechiométrique d'oxygène et la raison en est que l'on cherche à réduire au minimum la post-combustion de l'oxyde de carbone en gaz carbonique au-dessus du lit de catalyseur, pour éviter tout endommagement de 20 l'équipement étant donné qu'à la te&pérautre des gaz de fumée du régénérateur une certaine post-combustion se produit. Afin d'éviter des températures excessivement élevées dans les gaz de fumée du régénérateur, par suite de la post-combustion, la température des gaz de fumée du régénérateur est .commandée, en mesurant la tempéra-25 ture des gaz de fumée pénétrant dans les cyclones et en évacuant vers l'atmosphère une partie de l'air comprimé qui autrement est destiné à être introduit à la base du régénérateur, par le conduit de mise à l'atmosphère 60, en réponse à cette mesure. Le régénérateur réduit la teneur en carbone du catalyseur pour passer de 30 1 £o,5# en poids à 0,2# en poids ou moins. Si nécessaire, de la vapeur d'eau peut être obtenue par le conduit 82 pour refroidir le régénérateur* Du catalyseur complémentaire est ajouté à la base du régénérateur par le conduit 84. La trémie 86 est disposée à la base du régénérateur pour recevoir le catalyseur régénéré qui doit 35 être envoyé à la base de la colonne formant réacteur par le conduit de transfert 26* Des modifications peuvent être apportées aux modes de mise en oeuvre décrits, dans le domaine des équivalences techniques, sans s'écarter de l'invention* 70 23292 2047929 REVENDICATIONS 1Procédé pour le craquage d'au moins tua courant de charge hydrocarbonée à poids moléculaire relativement faible pouvant être craquée en essence et d'au moins tm courant de charge hydrocarbonée 5 à poids moléculaire relativement élevé pouvant être également craquée en essence en présence a3un catalyseur de craquage fluide ayant une activité telle que le rendement en essence» mesuré sur la hase de la charge fraîche provenant de chaque courant, puisse atteindre une valeur de pointe et diminue pour un temps de séjour 10 inférieur à 5 secondes, caractérisé en ce qu'on introduit un courant de charge hydrocarbonée à poids moléculaire relativement faible pouvant être craquée en essence et le catalyseur dans une zone de réaction et on introduit un courant de charge hydrocarbonée à poids moléculaire relativement élevé pouvant être craquée en essence 15 dans une position ou en un point situé relativement en aval le long du trajet de réaction, de telle sorte qu'un craquage notable de la charge à faible poids moléculaire se produise avant cette position située en aval, chaque courant traversant la zone de réaction en un temps inférieur à 5 secondes, le craquage de l'hydrocarbure à 20 faible poids moléculaire en avant de ce point situé en aval se produisant en présence de vapeur réduisant la pression partielle de la charge à faible poids moléculaire, ce qui augmente le rendement en pourcentage d'essence sur la base de cette charge à faible poids moléculaire pour un temps de séjour donné, le craquage de la charge 25 à poids moléculaire élevé se produisant en présence du courant âe produits de réaction à faible poids moléculaire, ce qui réduit la pression partielle de la charge à poids moléculaire élevé et augmente le rendement en pourcentage d'essence sur la base de cette charge à poids moléculaire élevé pour un temps de séjour donné, on 30 contrôle ou on détermine le temps de séjour des deux courants de charge hydrocarbonée en réglant le débit total à travers la zone de réaction à la fois pour la charge hydrocarbonée à faible poids moléculaire et la vapeur et pour la charge hydrocarbonée à poids moléculaire élevé, on règle le rapport entre la vapeur et la charge 35 hydrocarbonée à faible poids moléculaire de telle sorte qu'on récupère un rendement en pourcentage d'essence plus élevé à partir de cette charge à faible poids moléculaire, au cours du processus, en présence de cette vapeur, que celui pouvant être récupéré en l'absence de ladite vapeur pour un teips de séjour quelconque inférieur 70 23292 35 2047929 à 5 secondes et on règle le point situé en aval correspondant à l'Introduction du courant de charge hydro carbonée à poids moléculaire élevé de telle sorte qu'on récupère un rendement en pourcentage d'essence plus grand, à partir de cette charge à poids molé-5 culaire élevé, au cours du processus, en présence de ce courant de produits de réaction à faible poids moléculaire, que celui pouvant être récupéré en l'absence de ce courant de produits de réaction à faible poids moléculaire pour un temps de séjour quelconque du courant à poids moléculaire élevé inférieur à 5 secondes. 10 2,- Procédé suivant la revendication 1, caractérisé en ce que le courant de charge à faible poids moléculaire et le courant de charge à poids moléculaire élevé sont des fractions provenant d'un courant de charge commun couvrant toute la gamme de composés. 3.- Procédé suivant la revendication 1 ou 2, caractérisé en 15 ce que la température est comprise entre 482° et 593°C environ. 4.- Procédé suivant l'une quelconque des revendications 1 à 3» caractérisé en ce que la pression est comprise entre 0,35 et 3,5 kg/cm environ au manomètre. 5.- Procédé suivant l'une quelconque des revendications précé-20 dentes, caractérisé en ce que la vitesse spatiale, calculée sur la base de tous les courants de charge, est au moins égale à 100 parties en poids environ d'hydrocarbure par heure et par partie on poids de catalyseur. 6.- Procédé suivant l'une quelconque des revendications précé-25 dentes, caractérisé en ce que le réacteur s'élargit au voisinage du point d'introduction du courant de charge à poids moléculaire élevé de telle sorte que la vitesse linéaire avant et après la zone d'élargissement soit comprise entre 7,62 et 22,86 mètres/seconde environ et que le rapport entre la longueur et le diamètre du réac-30 teur soit supérieur à 20 environ pour 1* ensemble du réacteur. 7.- Procédé suivant l'une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce que le rapport en poids entre le catalyseur et l'hydrocarbure à faible poids moléculaire est compris entre 4/1 et 15/1 environ, 35 8.- Procédé suivant l'une quelconque des revendications précé dentes, caractérisé en ce que la densité de la matière à l'entrée du réacteur correspondant à la charge à faible poids moléculaire est de 16 à 72 kg/m^ environ. 9.- Procédé suivant l'une quelconque des revendications précé 70 23292 2047929 dentes, caractérisé en ce que les deux charges hydrocarbonées sont comprises dans une gamme correspondant au gas oil. 10.- Procédé suivant l'une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce que la vapeur est de la vapeur d'eau 5 et est présente selon une quantité allant de 0,5 à 10# en poids environ sur la hase de la charge à faible poids moléculaire* 11.- Procédé suivant l'une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce que ce catalyseur est un catalyseur du type zéolite. 10 12.- Procédé suivant l'une quelconque des revendications pré cédentes, caractérisé en ce que ce catalyseur est introduit dans la zone de réaction à une température au moins égale à 671°0 environ. 13.- Procédé suivant l'une quelconque des revendications pré-15 cédentes, caractérisé en ce que la température de travail est au moins égale à 482°C environ et la densité à l'entrée de la charge à faible poids moléculaire et du courant de catalyseur ne dépasse pas 64 kg/m^ environ.