FR 3020373 A1 20151030 FR 1453742 A 20140425 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 ascendant. 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 5 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 10 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 15 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. 20 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 25 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 30 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 procédés en contre-courant simulé peuvent fonctionner en co-courant descendant, ce qui est le cas le plus classique, ou en co-courant ascendant. Dans le premier cas, la phase continue est généralement la phase gaz alors que dans le deuxième cas la phase continue peut être le liquide avec des bulles de gaz (régime à bulle) ou le gaz avec des gouttes de liquides dispersées (régime dit de brouillard). Le document EP1149142 décrit un procédé d'hydrotraitement à plusieurs étages comprenant au moins deux étages réactionnels d'hydrotraitement à co-courant ascendants. La circulation de l'hydrogène et de la charge hydrocarbonée est en contre-courant d'ensemble : l'hydrogène le plus pur est injecté sur le deuxième étage pour terminer l'hydrotraitement de l'effluent liquide issu du premier étage et partiellement hydrotraité. Les deux étages catalytiques sont mis en place dans une seule et même virole comprenant également deux zones de séparation gaz/liquide et une zone de "lavage" en tête de virole. Une pompe permet la circulation de l'effluent liquide issu du premier lit catalytique vers le deuxième lit catalytique. L'inconvénient d'un tel schéma est que cette pompe devra fonctionner à haute température et que son coût d'investissement et d'opération sera élevé. La présente invention propose d'optimiser le procédé décrit par le document EP1149142 en remplaçant la pompe chaude par une jambe liquide suffisamment haute entre les deux zones de réaction d'hydrotraitement pour permettre à la fraction liquide issu de la première zone de réaction de s'écouler de manière gravitaire dans la deuxième zone de réaction. Cela permet de supprimer la pompe chaude et ainsi de diminuer les coûts d'investissement et d'opération liés à celle-ci tout en maintenant les performances d'hydrotraitement en vue de produire un carburant à haut indice de cétane, désaromatisé et désulfuré. De manière générale, l'invention décrit un procédé d'hydrotraitement en lit fixe d'une charge hydrocarbonée comportant des composés soufrés et azotés, dans 5 lequel on effectue les étapes suivantes : a) on effectue une première étape d'hydrotraitement 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 R1 pour produire un premier effluent El hydrotraité comportant de 10 l'hydrogène, de l'H2S et du NH3, ladite partie de la charge et ledit flux gazeux circulant en co-courant ascendant dans ladite première zone de réaction R1, b) puis on sépare le premier effluent El en une première fraction gazeuse G1 comportant de l'hydrogène, de l'H2S et du NH3, et une première fraction liquide Li dans une première zone de séparation Si, 15 c) puis on refroidit éventuellement, puis on purifie la première fraction gazeuse G1 pour produire un flux enrichi en hydrogène, d) puis on effectue une deuxième étape d'hydrotraitement en mettant en contact la première fraction liquide Li obtenue à l'étape b) et au moins une partie dudit flux enrichi en hydrogène avec un deuxième catalyseur d'hydrotraitement dans 20 une deuxième zone de réaction R2 pour produire un deuxième effluent E2 hydrotraité comportant de l'hydrogène, du NH3 et de l'H2S, ladite première fraction liquide Li et ledit flux enrichi en hydrogène circulant en co-courant ascendant dans ladite deuxième zone de réaction R2, ladite deuxième étape d'hydrotraitement étant effectuée à une pression plus élevée que ladite 25 première étape d'hydrotraitement, ladite deuxième zone de réaction R2 étant disposée en dessous de ladite zone de séparation Si de l'étape b) de manière à créer une hauteur hydrostatique H de liquide dans une jambe liquide connectant ladite première zone de séparation Si à ladite deuxième zone de réaction R2, la hauteur Ha générant une différence de pression permettant de 30 réaliser l'écoulement de ladite première fraction liquide Li issue de ladite première zone de séparation Si vers la deuxième zone de réaction R2 de manière gravitaire, e) puis on sépare dans une deuxième zone de séparation S2 le deuxième effluent E2 en une deuxième fraction gazeuse G2 comportant de l'hydrogène, de l'H2S et du NH3 et une deuxième fraction liquide L2, f) puis on recycle au moins une partie de la deuxième fraction gazeuse G2 comportant de l'hydrogène, de l'H2S et du NH3 à l'étape a) en tant que flux gazeux comportant de l'hydrogène. Selon une variante, la hauteur hydrostatique H de liquide dans la jambe liquide lo connectant ladite première zone de séparation Si à ladite deuxième zone de réaction R2 est créée en disposant ladite deuxième zone de réaction R2 en dessous de ladite zone de séparation Si de l'étape b) d'une telle manière qu'une hauteur appelée hauteur disponible H' est créée entre la zone d'introduction dudit effluent El dans la zone de séparation Si et la zone de mélange de ladite 15 première fraction Li avec ledit flux enrichi en hydrogène, ladite hauteur disponible H' créant ladite jambe liquide d'une hauteur hydrostatique H inférieure ou égale à ladite hauteur disponible H', ladite hauteur H 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 20 El dans le sens de la circulation des fluides. Selon une autre variante, la première zone de réaction R1 et la deuxième zone de réaction R2 sont disposées dans un même réacteur ou dans deux réacteurs différents. Selon une autre variante, la première zone de séparation Si et la deuxième zone 25 de séparation S2 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 est supérieure d'une valeur comprise entre 0,01 et 0,3 MPa par rapport à la pression de ladite première étape d'hydrotraitement. 30 Selon une variante, on effectue un appoint en hydrogène de manière à réaliser la deuxième étape d'hydrotraitement en présence dudit appoint en hydrogène, ledit appoint en hydrogène comportant au moins 95% volumique d'hydrogène. 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, l'étape c) met en oeuvre une étape de lavage aux amines pour produire ledit flux enrichi en hydrogène. Selon une variante, à l'étape c) avant la purification, on condense partiellement par refroidissement ladite première fraction gazeuse G1 et on sépare la première fraction partiellement condensée en une deuxième première fraction liquide L1' et une deuxième première fraction gazeuse G1', et à l'étape c) on met en contact la deuxième première fraction gazeuse G1' avec une solution absorbante comportant des amines pour produire ledit flux enrichi en hydrogène. Selon une variante, avant d'effectuer l'étape d) on met en contact ledit flux enrichi en hydrogène avec une masse de captation pour réduire la teneur en eau dudit flux enrichi en hydrogène. Selon une variante, le premier catalyseur et le deuxième catalyseur sont 20 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 premier et le deuxième catalyseurs sont indépendamment choisis parmi un catalyseur composé de cobalt et de molybdène déposé sur un 25 support poreux à base d'alumine et un catalyseur composé de nickel et de molybdène déposé sur un support poreux à base d'alumine. Selon une variante, le premier catalyseur et le deuxième catalyseur sont indépendamment choisis parmi les catalyseurs composés d'un support minéral poreux et d'au moins un élément métallique noble choisi parmi le groupe VIII. 30 Selon une variante, le diamètre du premier et du deuxième catalyseur est compris entre 0,9 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 est compris entre 260°C et 600°C. 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, 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 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 RI pour produire un premier effluent El hydrotraité comportant de l'hydrogène, de l'H25 et du NH3, ladite partie de la charge et ledit flux gazeux circulant en co-courant ascendant dans ladite première zone de réaction Ri. 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 30 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 10 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 1 qui décrit le procédé de l'invention d'une manière générale, la charge hydrocarbonée à traiter arrivant par le conduit 1 est mélangée 15 avec un flux comportant de l'hydrogène arrivant par le conduit 3. La charge peut éventuellement être chauffée avant son introduction dans la zone de réaction R1. Alternativement, le mélange d'hydrogène et de la charge peut être réalisé dans la zone de réaction R1. Le mélange de la charge et d'hydrogène est introduit par le conduit 2 en co- 20 courant ascendant dans la zone de réaction R1 pour être mis en contact avec un catalyseur d'hydrotraitement. Si besoin, avant introduction dans R1, 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 25 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 30 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 R1 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 (lbar)) dans le réacteur H2/HC compris entre 50 et 1000 (Nm3/5m3). Les conditions opératoires de la zone de réaction R1 et le catalyseur contenu dans la zone R1 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 R1 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 Ri. Etape b) Première séparation Selon l'étape b) du procédé selon l'invention, on sépare le premier effluent El en 20 une première fraction gazeuse G1 comportant de l'hydrogène, de l'H25 et du NH3, et une première fraction liquide Li dans une première zone de séparation Si. En référence à la figure 1, l'effluent issu de la zone de réaction R1 par le conduit 4 est introduit dans la zone de séparation Si afin de séparer une première fraction liquide Li et une fraction gazeuse G1 riche en hydrogène, en H25 et en NH3. 25 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 Si 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 30 dans un même réacteur, la zone de séparation peut être un interne. La fraction liquide L1 est évacuée de la zone de séparation Si par le conduit 6. La fraction gazeuse G1 est évacuée de Si par le conduit 5. Dans le procédé selon l'invention, la première fraction liquide hydrocarbonée L1 évacuée de Si 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 L1 par le conduit 6 dans la zone de réaction R2 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 10 purifie la première fraction gazeuse G1 pour produire un flux enrichi en hydrogène. A cette fin, la première fraction gazeuse G1 riche en H25 et NH3 circulant dans le conduit 5 est avantageusement introduite dans une unité de purification LA, par exemple une unité de lavage aux amines LA. Dans l'unité LA, la première fraction 15 gazeuse G1 riche en H25 et NH3 et contenant de l'hydrogène est mise en contact avec une solution absorbante contenant des amines. L'ammoniaque NH3 peut être éliminée 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 20 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. 25 Le flux enrichi en hydrogène est ensuite évacué de l'unité de lavage aux amines LA par le conduit 7, éventuellement comprimé par un compresseur et recyclé vers la zone de réaction R2 en mélangé dans le conduit 8 avec ladite première fraction liquide L1 arrivant par le conduit 6. Alternativement, le mélange d'hydrogène et de la première fraction liquide L1 arrivant par le conduit 6 peut être réalisé dans la 30 zone de réaction R2. 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 5 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 R2. De préférence, selon l'invention, le flux d'hydrogène 23 provient d'une source extérieure au procédé, c'est-à-dire qu'il 10 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 2, ladite première fraction gazeuse G1 est refroidie avant sa purification par un échangeur de chaleur EC pour être partiellement condensée. La première fraction gazeuse G1 circulant dans le conduit 5 est refroidie par l'échangeur de chaleur EC pour être 15 partiellement condensée. De préférence, l'échangeur EC est opéré pour condenser la majorité des hydrocarbures contenus dans la fraction gazeuse G1 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 la zone de séparation Si', par exemples un ballon séparateur, afin de séparer une deuxième première 20 fraction liquide L1' comportant des hydrocarbures et une deuxième première fraction gazeuse G1' riche en hydrogène, en NH3 et en H25. La deuxième première fraction liquide L1' est évacuée de Si' par le conduit 24. La deuxième première fraction gazeuse G1' est évacuée de Si' par le conduit 26 puis purifiée pour produire un flux enrichi en hydrogène. La première fraction liquide L1 issue 25 du dispositif de séparation Si (conduit 6) et la deuxième première fraction liquide L1' issue du dispositif de séparation Si' (conduit 24) sont avantageusement réunies pour être envoyées vers la zone de réaction R2. 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 30 dans la fraction gazeuse dans une fraction aqueuse. Dans ce cas, on sépare également dans le ballon Si' 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' par le conduit 24 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 Ri, 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 en mettant en contact la première fraction liquide Li 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 R2 pour produire un deuxième effluent E2 hydrotraité comportant de l'hydrogène, du NH3 et de l'H2S. Dans cette étape d) ladite première fraction liquide Li et ledit flux enrichi en hydrogène circulent en co-courant descendant dans ladite deuxième zone de réaction R2. Ladite deuxième étape d'hydrotraitement est par ailleurs effectuée à une pression plus élevée que ladite première étape d'hydrotraitement. Ladite deuxième zone de réaction R2 est disposée en dessous de ladite zone de séparation Si de l'étape b) de manière à créer une hauteur hydrostatique H de liquide dans une jambe liquide connectant ladite première zone de séparation Si à ladite deuxième zone de réaction R2. La hauteur Ha est telle qu'elle génère une différence de pression permettant de réaliser l'écoulement de ladite première fraction liquide Li issue de ladite première zone de séparation Si vers la deuxième zone de réaction R2 de manière gravitaire. Plus particulièrement, la hauteur hydrostatique H de liquide dans la jambe liquide connectant ladite première zone de séparation Si à ladite deuxième zone de réaction R2 est créée en disposant ladite deuxième zone de réaction R2 en dessous de ladite zone de séparation Si de l'étape b) d'une telle manière qu'une hauteur appelée hauteur disponible H' est créée entre la zone d'introduction dudit effluent El dans la zone de séparation Si et la zone de mélange de ladite première fraction Li avec ledit flux enrichi en hydrogène. Ladite hauteur disponible H' créant ladite jambe liquide d'une hauteur hydrostatique H inférieure ou égale à ladite hauteur disponible H' 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 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 Ela 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 charge. En référence à la figure 1, la hauteur disponible H' est définie par la hauteur du conduit 4 (zone d'introduction de l'effluent El ) à la hauteur du point de jonction du conduit 7 avec le conduit 6 (zone de mélange de ladite première fraction Li a avec ledit flux enrichi en hydrogène). La hauteur hydrostatique H est la hauteur de la jambe liquide de ladite première fraction liquide Li jusqu'au point de jonction du conduit 7 avec le conduit 6. On entend par la somme des pertes de charges rencontrées entre la zone de mélange de ladite première fraction liquide Li et ledit flux enrichi en hydrogène et la zone d'introduction dudit premier effluent El dans ladite zone de séparation Si dans le sens de la circulation des fluides, toutes les pertes de charges rencontrées dans les zones de réaction R1 et R2, dans les zones de séparations Si et S2 et dans tous les conduits les liants. Plus particulièrement et en référence à la figure 1, la somme des pertes de charges rencontrées entre la zone de mélange de ladite première fraction liquide Li et ledit flux enrichi en hydrogène et la zone d'introduction dudit premier effluent El dans ladite zone de séparation Si dans le sens de la circulation des fluides est la somme des pertes de charges successivement rencontrées dans la deuxième zone de réaction R2, puis dans le conduit 9, puis dans la deuxième zone de séparation S2, puis dans les conduit 3, puis dans le conduit 2, puis dans la première zone de réaction R1, puis dans le conduit 4. Cette hauteur H de la jambe liquide peut se calculer de la manière suivante : DP=pxgxHavec p la densité du liquide contenu dans la jambe liquide de hauteur H DP la somme des pertes de charge entre la zone de mélange de ladite première fraction liquide Li avec le flux enrichi en hydrogène et la zone d'introduction de l'effluent El dans la zone de séparation Si 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 - H la hauteur de la jambe liquide. A titre d'exemple, en supposant une densité du liquide de 600 kg/m3, g = 9.81 m.s-2, et des pertes de charge de DP = 0,04 MPa ou 0,4 bar, la hauteur H de la jambe liquide est de 7 mètres pour permettre le transfert de la première fraction liquide Li de la première zone de réaction R1 à la deuxième zone de réaction R2 sans l'aide d'une pompe. La hauteur disponible H' 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 R1 donne la perte de charge de la zone Ri. La somme de toutes les pertes de charge est ainsi mesurée en procédant de la même manière pout toutes les zones et conduits traversés par les fluides entre la zone de mélange de ladite première fraction liquide Li et ledit flux enrichi en hydrogène et la zone d'introduction dudit premier effluent El dans ladite première zone de séparation Si dans le sens de la circulation des fluides. Afin de limiter la hauteur H de la jambe liquide, et donc la hauteur disponible H', les pertes de charges dans les zones de réaction R1 et R2 ainsi que dans les 30 zones de séparation Si et S2 sont avantageusement limitées. Selon une variante préférée, le diamètre du premier et du deuxième catalyseur d'hydrotraitement est avantageusement compris entre 0,9 et 5 mm, de préférence entre 1,6 et 3,2 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 5 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 10 catalyseur. En référence à la figure 1, la première fraction liquide L1 partiellement hydrotraitée arrivant par le conduit 6 est mélangée avec au moins une partie du flux enrichi en hydrogène arrivant par le conduit 7. La première fraction liquide L1 peut éventuellement être réchauffée avant son introduction dans la zone de réaction 15 R2. Si besoin, avant introduction dans R2, le mélange peut être chauffé et/ou détendu. Alternativement, le mélange d'hydrogène et de la première fraction liquide L1 arrivant par le conduit 6 peut être réalisé dans la zone de réaction R2. La zone de mélange peut ainsi se trouver à l'extérieur ou à l'intérieur de la zone de réaction R2. 20 Selon l'invention, le mélange comprenant la première fraction liquide L1 et le flux enrichi en hydrogène est introduit en co-courant ascendant dans la zone de réaction R2 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 25 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 30 réaction d'hydrogénation dans la zone R2 permet de maximiser la pression partielle d'hydrogène dans la zone R2 afin d'y réaliser les réactions d'hydrogénation les plus difficiles. Le flux d'hydrogène purifié provient avantageusement de l'unité de purifications LA, par exemple une unité de lavage aux amines LA 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 R2. De préférence selon l'invention, l'hydrogène présent dans la zone R2 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 R2 peut fonctionner avec les conditions opératoires lo 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 R2 est supérieure à la pression de R1, de préférence, la pression de R2 est supérieure d'une valeur comprise entre 0,01 MPa 15 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 R1, - Vitesse Volumétrique Horaire VVH comprise entre 0,5 et 5 h-1, - rapport entre l'hydrogène et les hydrocarbures H2/HC compris entre 50 et 1000 (Nm3/Sm3). 20 Etape e) Deuxième séparation Selon l'étape e) du procédé selon l'invention, on sépare dans une deuxième zone de séparation S2 le deuxième effluent E2 en une deuxième fraction gazeuse G2 comportant de l'hydrogène, de l'H25 et du NH3 et une deuxième fraction liquide L2. 25 En référence à la figure 1, l'effluent issu de la zone de réaction R2 par le conduit 9 est introduit dans une zone de séparation S2, par exemple un ballon séparateur, afin de séparer une fraction liquide L2 comportant des hydrocarbures et une fraction gazeuse G2 riche en hydrogène et en H25 et en NH3. La zone de séparation S2 peut mettre en oeuvre un ou plusieurs ballons de séparation, avec 30 éventuellement des échangeurs de chaleurs pour condenser les flux gazeux. La fraction liquide L2 est évacuée de S2 par le conduit 10. 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 G2 est évacuée de S2 par le conduit 3. 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 G2 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 1, la deuxième fraction gazeuse G2 issu de la zone S2 est recyclée dans le procédé par le conduit 3 en mélange avec la charge circulant 10 dans le conduit 1. Aucun compresseur n'est requis du fait d'une pression légèrement plus élevée dans le réacteur R2. Selon une variante, la zone de réaction R1 est disposée dans un premier réacteur et la deuxième zone de réaction R2 est disposée dans un deuxième réacteur en amont du premier réacteur. Dans ce cas de figure, les zones de séparation Si et 15 S2 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 1 et 2. De cette manière, on peut choisir la température de fonctionnement de la zone de réaction R1 indépendamment de la température de fonctionnement de la zone de 20 réaction R2. Selon une autre variante, les zones de réaction R1 et R2 ainsi qu'avantageusement les zones de séparation Si et S2 sont regroupées dans un même réacteur. Le réacteur peut être de forme cylindrique dont l'axe est vertical. La zone de réaction R1 est située en dessus de la zone de réaction R2 dans le 25 réacteur. Dans ce cas, les zones de séparation sont avantageusement des internes. Une telle variante est décrite à la figure 3 dans laquelle les références identiques à celles de la figure 1 ou 2 désignent les mêmes éléments. Grâce à cette variante, on profite des avantages du contre-courant simulé tout en réduisant considérablement le nombre d'équipement. Cela permet de diminuer les coûts d'investissement et de fonctionnement. En référence à la figure 3, la charge hydrocarbonée à traiter est injectée par le conduit 1 dans la zone de réaction R1 et mélangée avec un flux comportant de l'hydrogène arrivant par le conduit 3. La charge peut éventuellement être chauffée avant son introduction dans la zone de réaction Ri. Le mélange de la charge et d'hydrogène est introduit en co-courant ascendant dans la zone de réaction R1 pour être mis en contact avec un catalyseur d'hydrotraitement. L'effluent issu de la zone de réaction R1 est séparé dans la zone de séparation Si en une première fraction liquide Li et une fraction gazeuse G1 riche en hydrogène, en H25 et en NH3. La séparation peut être réalisée par toute technique connue de l'Homme de l'Art, par exemple dans le cas où la phase liquide est la phase continue, les bulles de gaz se désengageront aisément du liquide si la vitesse liquide n'est pas trop importante en sortant de la zone de réaction Ri. Dans le cas où la phase gaz est la phase continue et que les gouttes de liquide sont dispersées, des internes permettant de faire coalescer les gouttes et collecter le liquide. On peut par exemple mettre en place une succession de plateau à calottes. La fraction liquide Li est évacuée de Si par le conduit 6. La fraction gazeuse G1 est évacuée de B1 par le conduit 5. La fraction gazeuse G1 est ensuite purifiée, avantageusement dans une unité de lavage aux amines LA. Le gaz enrichi en hydrogène est évacué de l'unité de lavage aux amines par le conduit 7, éventuellement comprimé par un compresseur et recyclé vers la zone de réaction R2. Selon une variante, un appoint en hydrogène frais peut être apporté par le conduit 23 dans le conduit 7. La première fraction liquide Li partiellement hydrotraitée arrivant par le conduit 6 est introduite dans la zone de réaction R2. Grâce à la jambe liquide d'une hauteur H générant une différence de pression statique égale à la somme des pertes de charge rencontrées entre la zone de mélange de ladite première fraction liquide Li et ledit flux enrichi en hydrogène et la zone d'introduction du premier effluent El dans ladite première zone de séparation Si dans le sens de la circulation des fluides, l'écoulement de la première fraction liquide Li est effectuée de manière gravitaire. Si besoin, avant introduction dans R2, la première fraction liquide L1 peut être chauffée et/ou détendue. Le mélange de la première fraction liquide L1 et dudit flux enrichi en hydrogène est introduit en co-courant ascendant dans la zone de réaction R2 pour être mis en contact avec un catalyseur d'hydrotraitement. 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 R2 permet de maximiser la pression partielle d'hydrogène dans la zone R2 afin d'y réaliser les réactions d'hydrogénations les plus difficiles. Le flux d'hydrogène purifié provient avantageusement de l'unité de purification LA et éventuellement de l'appoint en hydrogène arrivant par le conduit 23. L'effluent issu de la zone de réaction R2 est séparé dans la zone de séparation S2, par exemple un interne spécifique en une deuxième fraction liquide L2 et une deuxième fraction gazeuse G2 riche en hydrogène, en H25 et en NH3. La fraction liquide L2 est évacuée de S2 par le conduit 10. 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 G2 issue du dispositif S2 est recyclée par le conduit 3 pour être introduite dans la première zone de réaction R1. Aucun compresseur n'est requis du fait d'une pression légèrement plus élevée dans le réacteur R2. 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. Les zones de réactions R1 et R2 peuvent contenir des catalyseurs de compositions identiques ou des catalyseurs de compositions différentes. Les zones de réactions R1 et R2 peuvent également contenir un ou plusieurs inerte(s), c'est-à-dire une ou plusieurs 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 R1 et R2 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 silicealumine-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 Si02, ou de P205, ou d'un halogène (par 5 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 lo 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 15 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 20 molybdène dans la première zone de réaction R1 et un catalyseur à base de nickel et de molybdène dans la deuxième zone de réaction R2. Selon une autre variante préférée, on utilise un catalyseur sous forme oxyde dans la première zone de réaction R1 et un catalyseur sous forme séchée additivée dans la deuxième zone de réaction R2. 25 Les exemples présentés ci-après permettent d'illustrer le fonctionnement du procédé selon l'invention et d'en montrer les avantages. Hydrotraitement d'une charce gazole avec un objectif en soufre final de 10 ppm poids. La charge traitée est composée à 80% poids de GOSR (un gazole issu d'une 30 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 L'exemple 1 décrit un procédé d'hydrotraitement en contre-courant simulé en cocourant ascendant selon l'art antérieur avec la pression du réacteur R2 supérieure à la pression du réacteur R1. 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 3. Dans le lit catalytique R1 un catalyseur CoMo sur support alumine est utilisé. Dans le lit catalytique de finition R2 un catalyseur NiMo sur support d'alumine est utilisés. Les conditions opératoires des réacteurs, identiques pour les trois 15 exemples, figurent dans le tableau 2. Catalyseur (volume total CoMo + NiMo) m3 240 Diamètre equivalent extrudé mm 3,2 VVH globale h-1 1,6 Rapport volumique R1/R2 m3/m3 1,0 Pression sortie R2 bara 42,0 Vitesse superficielle liquide en entrée de R2 cm/s 0,5 Température massique moyenne de R1 et R2 °C 355 H2 recyclage/HC en entrée de R1 Nm3/5m3 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. Exemple 1 Exemple 2 Exemple 3 (comparatif) (selon (selon l'invention - l'invention - figure 2) figure 3) Nombre de réacteurs - 2 2 1 Diamètre réacteur mm 5500 / 5500 5500 / 5500 5500 Hauteur réacteur mm 5550 / 5550 5550 / 5550 12100 Pertes de charge totales bar a 0,44 0,44 0,44 Hauteur disponible H' mm 0 13100 11100 Hauteur de la jambe liquide H mm 0 7500 7500 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 en courant ascendant (exemple 1) tout en limitant le nombre et la taille des équipements supplémentaires, notamment : - deux réacteurs de faible hauteur (exemple 2) - un agencement compact dans un seul réacteur (exemple 3).15 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 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 R1 pour produire un premier effluent El hydrotraité comportant de l'hydrogène, de l'H25 et du NH3, ladite partie de la charge et ledit flux gazeux circulant en co-courant ascendant dans ladite première zone de réaction R1, b) puis on sépare le premier effluent El en une première fraction gazeuse G1 comportant de l'hydrogène, de l'H25 et du NH3, et une première fraction liquide Li dans une première zone de séparation Si, c) puis on refroidit éventuellement, puis on purifie la première fraction gazeuse G1 pour produire un flux enrichi en hydrogène, d) puis on effectue une deuxième étape d'hydrotraitement en mettant en contact la première fraction liquide Li 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 R2 pour produire un deuxième effluent E2 hydrotraité comportant de l'hydrogène, du NH3 et de l'H25, ladite première fraction liquide Li et ledit flux enrichi en hydrogène circulant en co-courant ascendant dans ladite deuxième zone de réaction R2, ladite deuxième étape d'hydrotraitement étant effectuée à une pression plus élevée que ladite première étape d'hydrotraitement, ladite deuxième zone de réaction R2 étant disposée en dessous de ladite zone de séparation Si de l'étape b) de manière à créer une hauteur hydrostatique H de liquide dans une jambe liquide connectant ladite première zone de séparation Si à ladite deuxième zone de réaction R2, la hauteur Ha générant une différence de pression permettant de réaliser l'écoulement de ladite première fraction liquide Li issue de ladite premièrezone de séparation Si vers la deuxième zone de réaction R2 de manière gravitaire, e) puis on sépare dans une deuxième zone de séparation S2 le deuxième effluent E2 en une deuxième fraction gazeuse G2 comportant de l'hydrogène, de l'H2S et du NH3 et une deuxième fraction liquide L2, f) puis on recycle au moins une partie de la deuxième fraction gazeuse G2 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, la hauteur hydrostatique H de liquide dans la jambe liquide connectant ladite première zone de séparation Si à ladite deuxième zone de réaction R2 est créée en disposant ladite deuxième zone de réaction R2 en dessous de ladite zone de séparation Si de l'étape b) d'une telle manière qu'une hauteur appelée hauteur disponible H' est créée entre la zone d'introduction dudit effluent El dans la zone de séparation Si et la zone de mélange de ladite première fraction Li avec ledit flux enrichi en hydrogène, ladite hauteur disponible H' créant ladite jambe liquide d'une hauteur hydrostatique H inférieure ou égale à ladite hauteur disponible H', ladite hauteur H 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 dans le sens de la circulation des fluides. 3. Procédé selon l'une des revendications 1 ou 2, dans lequel la première zone de réaction R1 et la deuxième zone de réaction R2 sont disposées dans un même réacteur ou dans deux réacteurs différents. 4. Procédé selon la revendication 3, dans lequel la première zone de séparation Si et la deuxième zone de séparation S2 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 est supérieure d'une valeur comprise entre0,01 et 0,3 MPa par rapport à la pression de ladite première étape d'hydrotraitement. 6. Procédé selon l'une des revendications 1 à 5, dans lequel on effectue un appoint en hydrogène de manière à réaliser la deuxième étape d'hydrotraitement en présence dudit appoint en hydrogène, ledit appoint en hydrogène comportant au moins 95% volumique d'hydrogène. 7. Procédé selon l'une des revendications 1 à 6, 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. 8. Procédé selon l'une des revendications 1 à 7, dans lequel l'étape c) met en oeuvre une étape de lavage aux amines pour produire ledit flux enrichi en hydrogène. 9. Procédé selon l'une des revendications 1 à 8, dans lequel à l'étape c) avant la purification, on condense partiellement par refroidissement ladite première fraction gazeuse G1 et on sépare la première fraction partiellement condensée en une deuxième première fraction liquide L1' et une deuxième première fraction gazeuse G1', et à l'étape c) on met en contact la deuxième première fraction gazeuse G1' avec une solution absorbante comportant des amines pour produire ledit flux enrichi en hydrogène. 10. Procédé selon la revendication 9, dans lequel avant d'effectuer l'étape d) on met en contact ledit flux enrichi en hydrogène avec une masse de captation pour réduire la teneur en eau dudit flux enrichi en hydrogène. 11. Procédé selon l'une des revendications 1 à 10, dans lequel le premier catalyseur et le deuxième catalyseur sont indépendamment choisis parmi lescatalyseurs 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. 12. Procédé selon la revendication 11, dans lequel le premier et le deuxième catalyseurs sont indépendamment choisis parmi un catalyseur composé de cobalt et de molybdène déposé sur un support poreux à base d'alumine et un catalyseur composé de nickel et de molybdène déposé sur un support poreux à base d'alumine. 13. Procédé selon l'une des revendications 1 à 12, dans lequel le premier catalyseur et le deuxième catalyseur sont indépendamment choisis parmi les catalyseurs composés d'un support minéral poreux et d'au moins un élément métallique noble choisi parmi le groupe VIII. 14. Procédé selon l'une des revendications 1 à 13, dans lequel le diamètre du premier et du deuxième catalyseur est compris entre 0,9 et 5 mm. 15. Procédé selon l'une des revendications 1 à 14, 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. 25