FR 2918070 A1 20090102 FR 0704672 A 20070627 DOMAINE DE L'INVENTION Le procédé de craquage catalytique (FCC) permet de convertir des charges hydrocarbonées lourdes, dont la température d'ébullition est généralement supérieure à 340 C, en fractions hydrocarbonées plus légères, par craquage des molécules de la charge lourde en présence d'un 5 catalyseur acide. Le procédé FCC produit essentiellement de l'essence et des GPL ( abréviation de gaz de pétrole liquéfié) ainsi que des coupes plus lourdes notées LCO et HCO. Un des coproduits du FCC est le propylène, que l'on trouve en quantité abondante dans les GPL. Le propylène peut être séparé des autres gaz produits en vue d'alimenter un complexe 10 pétrochimique. Depuis plusieurs années, la croissance forte de la demande en propylène incite les raffineurs à produire de plus en plus de propylène par craquage catalytique. Une solution connue consiste à craquer une coupe hydrocarbonée plus légère que la charge principale et contenant préférentiellement une quantité significative d'oléfines longues, généralement à 5 atomes de carbone ou plus (notée C5=+), ladite coupe provenant de l'essence produite par le 15 craquage de charges lourdes au FCC, ou d'une unité d'oligomérisation d'oléfines C4=+, ou de tout autre procédé produisant des oléfines longues. Ce craquage peut être réalisé dans le même réacteur que celui traitant la charge hydrocarbonée lourde, ou dans un réacteur dédié dans des conditions opératoires plus favorables pour produire des quantités significatives de propylène. 20 L'objet de la présente invention est de décrire une zone réactionnelle qui permet d'intégrer la séparation des effluents Élu réacteur convertissant la coupe lourde avec la séparation des effluents provenant d'un ou plusieurs réacteurs dédiés à la conversion des coupes légères. II en résulte une amélioration du fonctionnement du réacteur de conversion de la coupe lourde car la circulation de gaz dans la phase diluée de ce réacteur est maintenant contrôlée, et il n'est 25 alors plus nécessaire de balayer cette zone de faible circulation par de la vapeur pour éliminer les zones mortes. L'invention permet en outre d'utiliser avantageusement la trempe du ou des réacteurs de conversion des coupes légères pour tremper les effluents du réacteur de conversion des coupes lourdes. 30 Dans la suite du texte, le réacteur de craquage catalytique en lit fluidisé, de forme tubulaire allongée et fonctionnant en lit transporté, sera appelé selon le vocabulaire de l'homme du métier "riser". Ce terme décrit en général un réacteur dans lequel l'écoulement du gaz et du catalyseur s'effectue à co-courant ascendant. Il est également possible de mettre en oeuvre les réactions dans le même réacteur tubulaire allongé fonctionnant en lit transporté, mais dans lequel le gaz et le catalyseur s'écouleraient en écoulement descendant. Dans la suite du texte, on parlera pour simplifier de riser, en sachant que ce terme inclut la possibilité d'un fonctionnement en dropper. La charge principale d'une unité de FCC de coupes lourdes est généralement un hydrocarbure ou un mélange d'hydrocarbures contenant essentiellement (c'est à dire au moins 80%) de molécules dont le point d'ébullition est supérieur à 340 C. Cette charge contient des quantités de métaux (Ni+V) limitées généralement inférieures à 50 ppm, préférentiellement inférieures à 20 ppm, et une teneur en hydrogène en général supérieure à 11 %poids. Il est également préférable de limiter la teneur en azote sous la valeur de 0,5% poids. La quantité de carbone conradson de la charge ( défini par la norme ASTM D 482) conditionne en grande partie le dimensionnement de l'unité de FCC pour satisfaire le bilan thermique. En fonction de la teneur en carbone conradson, de la charge, le rendement en coke nécessite un dimensionnement spécifique de l'unité pour satisfaire de bilan thermique. Ainsi, si le carbone conradson de la charge est inférieur à 3% poids, il est possible d'opérer l'unité de FCC en satisfaisant le bilan thermique en brûlant le coke dans un lit fluidisé en combustion totale. Pour les charges plus lourdes de carbone conradson supérieur à 3% poids, on peut mettre en oeuvre d'autres solutions permettant de satisfaire le bilan thermique, telle que la régénération en combustion partielle, la combinaison d'une régénération partielle en défaut d'air avec une régénération en excès d'air, ou encore la double régénération du procédé R2R. L'injection de coupes craquées recyclées au riser qui par leur vaporisation absorbent les calories excédentaires est également une solution possible pour satisfaire le bilan thermique. Enfin, la mise en place d'échangeurs (généralement appelés "cat cooler" dans la terminologie anglo saxonne), dans la zone de régénération permet d'absorber une partie des calories excédentaires, par exemple en produisant de la vapeur et en refroidissant le catalyseur. On peut en utilisant une ou plusieurs des technologies précédentes, convertir par craquage catalytique des coupes lourdes ayant un carbone inférieur à 15 % poids, et préférentiellement inférieur à 10%poids. 3 Le craquage catalytique des coupes lourdes produit des effluents allant des gaz secs à un résidu de conversion. On distingue parmi les effluents les coupes suivantes qui sont définies classiquement en fonction de leur composition ou de leur température d'ébullition. -les gaz secs et acides (essentiellement: H2, H2S, Cl, C2) -les gaz de pétrole liquéfiés contenant les molécules en C3-C4 -les essences contenant les hydrocarbures plus lourds dont le point d'ébullition est inférieur à 220 C (point de coupe standard) -les gazoles d'intervalle d'ébullition standard 220-360 , qui sont très aromatiques et de ce fait dénommés LCO (light cycle oil) -le résidu de conversion, de point d'ébullition supérieur à 360 C. Il est possible de recycler certaines de ces coupes pour les recraquer catalytiquement. On peut ainsi recycler des coupes directement produites au FCC, ou des coupes produites au FCC mais ayant subi des transformations ultérieures. Par exemple, il est possible de craquer l'essence légère de FCC, d'intervalle d'ébullition C5-150 C, et riche en oléfines, pour favoriser la production de propylène. On peut également séparer des effluents une coupe riche en molécules C4-05, oligomériser les oléfines de cette coupe, et craquer ensuite les oligomérats. On peut également envisager de récupérer le LCO, de l'hydrogéner puis de craquer cette coupe 20 dont les propriétés sont modifiées et plus favorables au craquage catalytique. De nombreuses combinaisons sont possibles. Il est également envisageable d'injecter au FCC des coupes légères provenant d'autres procédés pour les convertir catalytiquement. Ainsi, à titre d'exemple, on peut envisager de craquer catalytiquement des naphtas pétrochimiques. 25 Il est également possible de craquer catalytiquement des coupes légères hydrocarbonées provenant de sources végétales ou animales. Ces charges sont constituées par l'ensemble des huiles végétales et des graisses animales, contenant essentiellement des triglycérides et des acides gras ou des esters, avec des chaînes grasses hydrocarbonées ayant un nombre d'atomes de carbone compris entre 6 et 25. Ces huiles peuvent être les huiles de palme, de palmiste, de 30 coprah, de ricin et de coton, les huiles d'arachides, de lin et de crambe, de coriandre, et toutes les huiles issues par exemple du tournesol ou du colza par modification génétique ou hybridation. Les huiles de fritures, les huiles animales variées comme les huiles de poisson, le suif, le saindoux peuvent également être utilisées. Ces charges sont quasiment ou totalement exemptes de composés sulfurés et azotés et ne contiennent pas d'hydrocarbures aromatiques. De manière avantageuse, ce type de charge, huile végétale ou graisse animale, peut subir préalablement à son utilisation dans le procédé selon l'invention, une étape de prétraitement ou pré-raffinage de façon à éliminer par un traitement approprié, divers contaminants. Le craquage catalytique de coupes légères définies comme contenant au moins 80% poids de molécules dont le point d'ébullition est inférieur à 340 C, et incluant les huiles végétales et graisses animales du paragaphe précédent, permet de modifier significativement la structure de rendement d'un FCC de coupes lourdes: -d'une part, la sélectivité est déplacée. Par exemple, en oligomérisant une coupe C4-05 que l'on craque ensuite, on réalise une conversion indirecte des coupes C4-05 vers une coupe C3 15 riche en oléfines -d'autre part, la chaleur de réaction de la coupe légère injectée modifie le bilan thermique de l'unité en absorbant de la chaleur, ce qui favorise la circulation de catalyseur car la quantité de coke formée est plus faible que pour des coupes lourdes. Le rapport C/O s'en trouve augmenté et la conversion catalytique de la coupe lourde est favorisée. 20 EXAMEN DE L'ART ANTERIEUR Il est connu de l'homme du métier que le craquage catalytique des coupes légères est favorisé par des conditions en général plus sévères que celui des coupes lourdes. On entend par conditions plus sévères une température de craquage plus élevée, une 25 circulation de catalyseur plus importante, et un temps de séjour lui même plus élevé. A titre d'exemple, pour craquer efficacement une essence, considérée comme coupe légère, les conditions de température (typiquement 530 C-700 C), de C/O (typiquement 10-30), et de temps de séjour (ls-30s) sont nettement plus sévères que celles utilisées pour le craquage des coupes lourdes. 30 La combinaison de deux zones réactionnelles indépendantes permettant de craquer des coupes pétrolières différentes dans des conditions de sévérité différentes, est connue de l'homme du métier. Il est ainsi possible de craquer dans un réacteur principal une coupe lourde d"hydrocarbures produisant des quantités importantes d'essences et de GPL, et de recraquer dans un réacteur secondaire dédié une partie de l'essence produite contenant des oléfines longues C5+ qui sont particulièrement réactives pour produire du propylène. Il est également possible de recraquer dans un réacteur secondaire dédié une partie des 5 oléfines C4-05, oligomérisés au préalable pour former des oléfines longues. Ce recraquage permet d'accroire considérablement la production de propylène, sans détériorer le rendement global en essence, si la coupe recyclée dans le réacteur secondaire est constituée d'oligomérats des coupes C4-05 particulièrement réactifs. Il est également connu de l'homme du métier que l'ajout dans le catalyseur de FCC, (constitué 10 essentiellement de zéolithe USY favorisant le craquage catalytique vers la production d'essence), de zéolithes particulières à sélectives de forme, telle que la ZSM5, permet de favoriser la production de ipropylène. A la sortie du riser, les effluents gazeux sont séparés des particules de catalyseur, afin de stopper les réactions catalytiques et d'évacuer rapidement les effluents gazeux du réacteur. 15 Il convient également de limiter au maximum la dégradation thermique des effluents résultant de leur exposition prolongée à un niveau de température proche de celui rencontré à la sortie du riser. A ces fins, des technologies de séparation gaz solide ont été développées pour favoriser le désengagement rapide des effluents gazeux et du catalyseur à la sortie du riser. Ainsi, le brevet EP1,017,762 décrit un système de séparation gaz solide comportant un 20 ensemble de chambres de séparation et de chambres de stripage agencées de manière alternée autour du riser. Ce système permet de réaliser simultanément les opérations suivantes: la séparation du gaz et des particules dans les chambres de séparation, l'introduction dans le stripeur de l'essentiel du catalyseur séparé au niveau des chambres de séparation à travers des conduits minimisant l'entraînement 25 d'hydrocarbures, le passage du gaz depuis les chambres de séparation dans les chambres de stripage qui permettent de parfaire la séparation entre le gaz et les particules de catalyseur, et de mélanger ledit gaz aux effluents provenant du stripeur, l'évacuation rapide de l'ensemble des effluents gazeux issus du stripeur et des 30 chambres de stripage vers les cyclones du réacteur pour une séparation ultime avant la sortie du réacteur. Il est également possible d'effectuer la trempe des effluents de réaction pour limiter la dégradation thermique des effluents d'une zone réactionnelle de FCC. Ainsi, les brevets US5089235,US 5087427,US5043058 et WO91/14752 décrivent des dispositifs permettant de baisser la température en aval de la zone réactionnelle, et ainsi de limiter les réactions de craquage thermique. On peut ainsi, en aval d'une séparation gaz-particules, injecter un hydrocarbure qui se vaporise au contact des effluents de la zone réactionnelle et refroidit ainsi le milieu. Cette injection peut s'effectuer dans la sortie des gaz du séparateur, ou dans la phase diluée du réacteur. DESCRIPTION SOMMAIRE DES FIGURES La figure 1 selon l'invention décrit une zone réactionnelle comprenant deux riser; un riser principal de craquage d'une coupe lourde et un riser additionnel de craquage d'une coupe légère. Les effluents gaz solide du riser additionnel sont déchargés dans le réacteur principal en deux fractions, l'une essentiellement gazeuse dans la phase diluée dudit réacteur principal où elle se mélange avec les effluents du riser principal, l'autre essentiellement solide dans la phase dense du réacteur principal. La figure 2 selon l'invention décrit une zone réactionnelle comprenant deux riser; un riser principal de craquage d'une coupe lourde, et un riser additionnel de craquage d'une coupe légère. Les effluents gaz et solide du riser additionnel sont déchargés ensemble, sans 2,0 séparation, dans la phase diluée du réacteur principal. DESCRIPTION SOMMA][RE DE L'INVENTION La présente invention peut être décrite comme une zone réactionnelle comportant: - un réacteur principal (100) effectuant le craquage catalytique d'une charge lourde, 25 comprenant une zone de phase diluée (110) contenant a) la partie supérieure du riser principal (10) se terminant par un système de séparation rapide (20, 30) suivi d'un système de séparation secondaire (70), b) un dispositif d'injection d'un fluide de trempe (105) situé entre le système de séparation rapide et le système de séparation secondaire, c) un dispositif d'injection d'un fluide de balayage (104) situé dans la partie supérieure de la phase diluée 30 (110), ledit réacteur principal (100) comportant en outre dans sa partie inférieure une zone de phase dense (121) permettant le stripage du catalyseur, - un ou plusieurs riser additionnels (210) travaillant à plus haute sévérité que le riser principal (10) et effectuant le craquage catalytique de coupes légères, lesdits risers additionnels (210) fonctionnant en parallèle du riser principal (10), les effluents gaz et solide du ou des risers additionnels (210) étant envoyés dans la zone diluée 5 (110) du réacteur principal (100). Par effluent gaz et solide du ou des risers additionnels on entend l'ensemble formé par les effluents réactionnels gazeux du ou des risers additionnels et le catalyseur circulant dans le ou les risers additionnels. 10 Selon une variante préférée de la présente invention, les effluents du ou des risers additionnels (210) sont préalablement séparés en une phase majoritairement gazeuse contenant les effluents réactionnels (221), et une phase majoritairement solide contenant le catalyseur de craquage (2:22), la phase gazeuse étant envoyée dans la zone de phase diluée (110) du réacteur principal (100), et la phase solide étant envoyée dans la zone de phase dense 15 (121) du réacteur principal (100). Selon une autre variante préférée de la présente invention, l'essentiel, c'est à dire plus de 70 % et préférentiellement plus de 80 % du fluide de trempe permettant de contrôler la température des effluents de la zone réactionnelle, est constitué par le fluide de trempe (230) injecté avec 20 les effluents (221) du ( ou des) riser additionnel. Selon une autre variante préférée de la présente invention, l'essentiel, c'est à dire plus de 70 %, et préférentiellement plus de 80 % du fluide de balayage permettant de maintenir un certain courant dans la zone de phase diluée (110) du réacteur principal (100) est constitué par les 25 effluents (221) du (ou des) riser additionnel. Il résulte des caractéristiques de la zone réactionnelle selon l'invention que la température (T5) de la zone de phase diluée (110) du réacteur principal (100) est généralement comprise entre 490 C et 520 C, et que le temps de séjour des réactifs compté depuis l'introduction de la charge lourde au bas du riser principal (10) et la sortie des effluents réactionnels du réacteur 30 principal (100) est généralement inférieur à 10 secondes. La présente invention peut également être décrite comme un procédé de production de propylène faisant appel à la zone réactionnelle selon l'invention, dans lequel la charge du riser principal est une coupe lourde, et la charge d'au moins un des riser additionnels est une coupe légère contenant au moins 30 % poids d'oléfines, et dont au moins 80% des molécules ont un point d'ébullition inférieur à 340 C. Selon une variante de la présente invention, la charge d'au moins un des riser additionnels peut être une essence légère ( C5-150 C) produite au riser principal et contenant au moins 30% d'oléfines. Selon une autre variante de la présente invention, la charge d'au moins un des riser additionnels peut être une essence oligomérisée produite à partir des oléfines légères C4 ou C5 issues du riser principal. 15 Enfin, selon une autre variante de l'invention, la charge d'au moins un des risers additionnels peut également être une huile végétale ou une graisse animale ou un mélange quelconque d'huile végétale et de graisse animale. La zone réactionnelle selon l'invention est compatible avec un écoulement vertical descendant 20 dans le réacteur principal et le ou les risers additionnels. Dans ce cas, usuellement, le terme riser est remplacé par celui de droppeur. Pour ne pas alourdir le vocabulaire, on conservera néanmoins le terme de riser même dans le cas particulier d'un écoulement descendant. De même, les expressions zone de phase diluée (110) et zone de phase dense (121) seront remplacées respectivement par zone dense (110) et zone diluée (121). 25 Une des conséquences hydrodynamiques de la zone réactionnelle selon l'invention est qu'il devient possible d'utiliser les effluents du ou des risers additionnels comme fluide de trempe des effluents du réacteur principal. Ainsi, l'essentiel, c'est à dire plus de 70 % et préférentiellement plus de 80% du fluide de trempe du réacteur principal, est injecté avec les effluents (221) du ( ou des) riser additionnel. Il est même possible dans un cas particulier que 30 la totalité du fluide de trempe (230) soit injectée avec les effluents du (ou des) riser additionnel.10 Une autre conséquence hydrodynamique de la zone réactionnelle selon l'invention est qu'il est possible de supprimer le fluide de balayage (104) dans la phase diluée du réacteur principal. Un objet de la présente invention est de permettre un contrôle simultané du temps de séjour des effluents du riser principal (10) et du (ou des) riser additionnels (210), en réalisant par le système de séparation rapide commun, un temps de séjour court pour l'ensemble des effluents. Un autre objet de la présente invention est d'améliorer le fonctionnement du réacteur principal (100) par un balayage intense de la phase diluée (110) dudit réacteur principal (100) dans des 10 conditions contrôlées de température. Enfin, un autre intérêt de la présente invention réside dans le fait que les effluents gazeux provenant du riser principal (10) restent mieux confinées dans le séparateur rapide, et ne peuvent s'échapper dans la zone diluée (110) située autour dudit séparateur rapide, ce qui constitue une garantie d'un meilleur contrôle du temps de séjour de ces derniers dans le 15 système de séparation rapide. DESCRIPTION DETAILLEE DE L'INVENTION Pour la bonne clarté de la description qui suit, on appellera zone réactionnelle l'ensemble constitué par le riser principal servant au craquage catalytique d'une coupe hydrocarbonée 20 lourde, le ou les riser additionnels servant au craquage de coupes hydrocarbonées légères dans des conditions plus sévères que celles du craquage de la coupe lourde, et le système de séparation rapide situé à l'extrémité du riser principal et qui est commun à l'ensemble des risers. On appelle réacteur, ou quelque fois réacteur principal pour éviter toute ambiguïté, l'ensemble 25 formé par la partie supérieure du riser principal, le système de séparation rapide installé en sortie du riser principal, les cyclones connectés au système de séparation rapide, et le lit dense de stripage situé dans la partie inférieure du réacteur, (appelé aussi stripeur). Le réacteur défini de cette manière est contenu dans une enceinte (100) comportant donc une zone diluée notée (110) et une zone dense, ou stripeur, notée (121). On identifiera par 30 simplification le réacteur avec l'enceinte (100) qui le délimite. La zone réactionnelle objet de la présente invention, peut donc être définie comme la réunion du réacteur principal (100) et du ou des riser additionnels (210). La présente invention décrit donc une zone réactionnelle constituée d'un riser principal (10) permettant de réaliser le craquage catalytique d'une coupe hydrocarbonée lourde (appelée dans la suite du texte charge lourde), et d'un ou plusieurs riser additionnels (210) permettant d'effectuer le craquage de coupes légères, ces coupes pouvant être des naphtas d'origine quelconque, des hydrocarbures partiellement insaturés tels que des oléfines en C4 ou C5, préalablement oligomérisées, ou enfin des huiles végétales ou des graisses animales. La zone réactionnelle selon l'invention est caractérisée par le fait que la séparation des effluents gaz solide provenant du riser principal et du (ou des) riser additionnels est réalisée au moyen d'un système commun de séparation rapide. Ce système de séparation rapide commun est implanté en sortie du riser principal (10) de craquage de la charge lourde. La figure 1 représente un mode de réalisation de la zone réactionnelle selon la présente invention. Le riser principal (10) se termine par un système de séparation rapide comprenant un dispositif de balayage (a 04) et un dispositif de trempe (105) des effluents. Pour que le fonctionnement de ce séparateur rapide soit optimal, il est nécessaire d'avoir un débit volumique de gaz provenant du stripeur (120) suffisant à travers les ouvertures (26) reliant les chambres de stripage (30) à la zone diluée (110) du réacteur principal (100). En effet, le courant de gaz ascendant à travers ces ouvertures (26) permet de contenir dans la chambre de stripage (30) les hydrocarbures provenant du riser (10). Plus précisément, il permet d'éviter que les effluents du riser (10) ne pénètrent dans la zone diluée (110), zone de faible circulation dans laquelle ils pourraient séjourner longtemps et se dégrader thermiquement à cause des niveaux de température relativement élevés régnant dans ladite zone diluée (110). Par ailleurs, compte tenu des pertes thermiques vers l'extérieur à travers les parois de la zone diluée (110) du réacteur, il peut se produire un refroidissement significatif des parois de ladite zone (110) par rapport aux zones d'écoulement à vitesse élevée (20, 30, 40, 50, 60, 73,70). Ce refroidissement peut atteindre jusqu'à une centaine de degrés, et peut provoquer la formation de coke sur les parois froides en question, dans une zone où précisément la circulation des gaz est faible. Pour éviter ce phénomène qui peut conduire à un arrêt de l'unité, on peut injecter un fluide gazeux au sommet du réacteur (104), permettant de renouveler en permanence le volume gazeux dans la zone (110), et d'éviter ainsi l'accumulation d'hydrocarbures susceptibles de se dégrader thermiquement. Le gaz injecté au sommet du réacteur (104), appelé gaz de balayage, est généralement de la vapeur, mais peut être aussi un autre gaz léger ne se dégradant pas thermiquement dans les conditions rencontrées dans la zone diluée (110), soit typiquement 400-550 C. La présente invention offre une solution permettant de remplacer en grande partie, voir en 5 totalité le gaz de balayage (104) par les effluents gazeux issus du (ou des) risers additionnels (210) dans lesquels s'effectue le craquage de coupes légères à haute sévérité. La suite du texte est une description du riser principal (10) et du système de séparation rapide contenu dans la zone diluée (110) du réacteur principal (100). Le catalyseur régénéré (1) en provenance de la zone de régénération ( non représentée sur la 10 figure 1) est introduit à l'extrémité inférieure du riser (10). Le catalyseur est maintenu à l'état fluidisé par des gaz d'aération incondensables aux conditions de température et de pression du bas du riser (10). Il peut être accéléré pour optimiser le contact avec la charge lourde par une injection (11) d'un fluide essentiellement gazeux (vapeur, hydrocarbure léger). La charge lourde est introduite dans la zone réactionnelle au contact du catalyseur par des 15 moyens (12) permettant d'atomiser en fines gouttelettes ladite charge à l'état liquide. Il est possible d'introduire un fluide essentiellement liquide par des moyens (13, 14) disposés en aval ( dans le sens de l'écoulement des fluides réactionnels) de l'injection de la charge lourde (12). En se vaporisant, ce liquide (13), (14) abaissera la température du milieu réactionnel, ce qui permettra d'optimiser le profil de température le long du riser (10). 20 Sous l'effet des réactions de craquage, il s'établit un profil axial de vitesse qui permet de transporter le catalyseur sur toute la longueur du riser (10). A la sortie du riser (10), les hydrocarbures gazeux et le catalyseur sont séparés dans un dispositif de séparation rapide (20,30) constitué d'un agencement d'une ou plusieurs chambres de séparation (20) alternant avec une ou plusieurs chambres de stripage (30) disposées autour 25 de l'extrémité supérieure du riser (10). Le mélange gaz solide issu du riser (10) pénètre dans la chambre de séparation (20) par la section d'entrée (21), et sous l'effet de la force centrifuge, les particules solides migrent vers les parois extérieures de la chambre de séparation (20) permettant ainsi le désengagement du gaz. Les particules solides quittent la chambre de séparation (20) par les sorties dédiées au 30 catalyseur (22) orientées vers le bas et rejoignent le lit dense de stripage (121). Le gaz s'enroule autour d'un déflecteur (23) et sort latéralement de la chambre de séparation (20) par une ouverture (25) permettant la communication avec la chambre de stripage adjacente (30). La vitesse du mélange gaz solide dans la section d'entrée (21) des chambres de séparation (20) 5 est généralement comprise entre 10 m/s et 40 m/s, et préférentiellement comprise entre 15 m/s à 25 m/s. Le flux surfacique de catalyseur dans la section de sortie (22) des chambres de séparation (20) est généralement compris entre 10 kg/s.m2 et 300 kg/s.m2, et préférentiellement compris entre 50 kg/s.m2 et 200 kg/s.m2, de manière à limiter l'entraînement parasite de vapeurs 10 hydrocarbonées avec le catalyseur. La vitesse du gaz à travers l'ouverture (25) est généralement comprise entre 10 m/s et 40 m/s, et préférentiellement comprise entre 15m/s à 30 m/s. Le gaz passant dans la chambre de stripage (30) est mélangé avec le gaz provenant du stripeur (121) qui pénètre dans la chambre de stripage (30) par l'ouverture (26) située à la partie 15 inférieure de la chambre de stripage (30). Il est à remarquer que le gaz issu du stripeur (121), ne peut que s'évacuer par les ouvertures (26). Une éventuelle faible partie du gaz issu du stripeur qui passerait à contre courant du catalyseur par les sorties (22), se retrouverait ensuite dans la chambre de stripage (30). L'ensemble des gaz issus des chambres de stripage (30) est évacué par une sortie commune 20 (29) située dans la partie supérieure des chambres de stripage (30) communiquant par les conduits verticaux (40, 60), puis horizontal (73) avec le système de séparation secondaire, généralement réalisé au moyen de cyclones (70). Il est possible de positionner sur les conduits verticaux (40, 60) des moyens mécaniques (50) permettant l'absorption de la dilatation différentielle entre la partie haute du riser (10) et la 25 partie basse du riser (10). La concentration en solides des gaz entrant dans les cyclones (70) est généralement de l'ordre de 4 fois plus faible que dans la partie supérieure du riser (10). Les effluents dépoussiérés après passage dans les cyclones (70), sont ensuite évacués du réacteur à travers des conduits (71, 80) et quittent le réacteur principal (100) par la conduite 30 (101), généralement placée au sommet dudit réacteur (100). Avec un tel dispositif, il est généralement possible d'évacuer les effluents hydrocarbonés en moins de 5 secondes, ce temps correspondant au temps passé entre la sortie (21) du riser (10), et la sortie (101) du réacteur (100). Globalement, le temps de séjour des fluides réactionnels depuis l'introduction au bas du riser principal (10) jusqu'à la sortie du réacteur (100) est généralement inférieur à 10 secondes. Afin de limiter la dégradation thermique des effluents lorsque la température à la sortie du riser (10) est élevée, il est possible d'injecter un fluide essentiellement liquide (105) en aval des sortie (29), par exemple au niveau du conduit vertical (40), en utilisant des moyens d'introduction dudit fluide (105) permettant de le vaporiser rapidement, ce qui provoque une baisse significative de la température de l'écoulement. Bien entendu, ce fluide de refroidissement (105) peut également être injecté au niveau du 10 conduit (60) ou du conduit (73). Ce fluide de refroidissement, appelé aussi fluide de trempe, est généralement un hydrocarbure pouvant se vaporiser dans les conditions de la zone où il est injecté. Ce fluide peut être par exemple du LCO ( abréviation de light cycle oil) issu du craquage principal. Le catalyseur évacué de la. chambre de séparation (20) par la sortie (22) s'écoule dans une zone 15 de stripage fonctionnant en lit fluidisé dense (121), constituant la partie inférieure du réacteur (100), dans laquelle de la vapeur, introduite à différents niveaux (120, 130), permet de fluidiser le catalyseur et favorise la désorption des hydrocarbures adsorbés sur ledit catalyseur. Des éléments de garnissage structurés ou des internes (140) favorisant le contact à contre courant entre le catalyseur descendant et la vapeur ascendante peuvent être intégrés en 20 différents points de la zone de stripage (121). La vapeur de stripage et les hydrocarbures désorbés quittent la zone de stripage (121) vers la zone diluée (110) du réacteur (100). Le catalyseur strippé est évacué de la zone de stripage (121) par la conduite (103) pour rejoindre la zone de régénération ( non représentée sur la figure 1). L'ensemble des gaz (vapeur de stripage (102) et (120), et les hydrocarbures désorbés) passent 25 alors par l'ouverture (26) dans les chambres de stripage (30), dans lesquelles est maintenue une vitesse ascendante optimale généralement comprise entre 1 m/s et 5 m/s, et préférentiellement comprise entre 1,5 et 4 m/s. Il convient de noter que cette vitesse influe sur l'efficacité des chambres de stripage (30), dans la mesure où elle permet de contenir à l'intérieur desdites chambres de stripage (30) le gaz provenant des chambres de séparation 30 (20) par l'ouverture (25). Un riser additionnel de forme tubulaire allongée( 210) est disposé de manière sensiblement parallèle au riser principal (10) en vue d'effectuer la conversion catalytique d'une coupe légère. Sur la figure 1, on a représenté un seul riser additionnel, mais l'invention englobe le cas où plusieurs riser additionnels sont disposés de manière sensiblement parallèle au riser principal (10), chacun de ces riser additionnels pouvant craquer une charge légère différente. Le riser additionnel (210) est alimenté par un flux de catalyseur (201) provenant de la même zone de régénération (non représentée sur la figure 2) que celle utilisée pour régénérer le catalyseur circulant dans le riser principal (10). Des fluides essentiellement gazeux (211) peuvent être introduits pour conditionner l'écoulement fluidisé du catalyseur à l'entrée du riser (210). La coupe légère (212) à craquer est introduite dans le riser (210) par des moyens favorisant un contact homogène entre la charge légère (212) et le catalyseur. Ces moyens d'introduction de la coupe légère à craquer (212) peuvent être du même type que ceux utilisés pour l'introduction de la charge lourde (12) dans le riser principal (10). Éventuellement, d'autres coupes légères (non représentées sur la figure 1) peuvent être introduites en aval de l'introduction de la coupe légère (212) le long du riser additionnel (210) 15 pour réagir également avec le catalyseur. En effet, la désactivation du catalyseur est plus faible sur des coupes légères, du fait essentiellement d'un moindre dépôt de coke, et il est possible d'injecter par exemple des charges de plus forte réactivité en aval de la première injection de charge légère (212). Selon la variante préférée de l'invention représentée par la figure 1, en sortie du riser (210), un 20 séparateur gaz solide primaire (220) est implanté en sortie du riser additionnel (210). Sur la figure 1, ce système de séparation gaz solide est représenté par un cyclone (220), mais tout autre système de séparation gaz solide, par exemple un dispositif de désengagement tel qu'un té situé à l'extrémité supérieure du riser (210) est envisageable et reste dans le cadre de la zone réactionnelle selon l'invention. 25 Ce séparateur (220) permet généralement de récupérer au moins 70% des particules solide qui sont réintroduites dans le réacteur principal par la sortie (222) du séparateur, à proximité du niveau du lit fluidisé de la zone de stripage (121) du réacteur principal (100). On entend par proximité une distance de plus ou moins 5 mètres, et préférentiellement de plus ou moins 3 mètres, au dessus ou en dessous du niveau du lit dense de la zone de stripage (121) 30 du réacteur principal (100). Les effluents dépoussiérées (221) sont réintroduits dans la phase diluée (110) du réacteur principal (100) à un niveau quelconque de ladite phase diluée (110), mais préférentiellement dans la partie supérieure de ladite zone. Comme le niveau thermique dans le riser additionnel (210) est en général sensiblement plus élevé que le niveau thermique dans le riser principal (10), l'injection d'un fluide de trempe (230) permet de limiter la température de l'effluent (221). Ce fluide de trempe est généralement introduit dans la conduite de sortie de l'organe de séparation (220). Il est ainsi possible de refroidir suffisamment les effluents (221) pour éviter leur dégradation thermique en aval du riser additionnel (210). Les effluents refroidis en provenance du riser additionnel (210) balayent la zone diluée (110) du réacteur principal (10) et passent par les ouvertures (26) des chambres de stripage (30) où ils rejoignent les effluents gazeux provenant du réacteur principal (100). L'injection du fluide de trempe (230) permet non seulement de diminuer la température des effluents du riser additionnel (210), mais également de baisser la température des effluents du riser principal (10) à un niveau satisfaisant, ce qui permet de réduire la quantité de fluide de trempe (105) à injecter dans la zone diluée (110) du réacteur principal (100). Éventuellement, dans certains cas le fluide de trempe (105) peut être supprimé. L'injection du fluide de trempe (230) en mélange avec les effluents du riser additionnel (210) permet de baisser la température dans les effluents du riser principal au niveau de la chambre de stripage (30), et non dans les conduites situées en aval de ladite chambre comme cela se fait au moyen du fluide (105). Il en résulte une efficacité accrue du mélange entre les deux effluents gazeux, l'un "chaud" venant du riser principal, et l'autre déjà refroidi, venant du riser additionnel. Cet avantage est très important, car il est ainsi possible de baisser la température des effluents réactionnels en amont des chambres de stripage (30), plus efficacement que dans l'art antérieur, c'est à dire sans avoir à vaporiser le liquide de trempe (105), puisque les effluents du riser additionnel déjà refroidis ( c'est à dire le flux (221) additionné au flux de trempe (230)) sont tous à l'état vapeur. Un autre avantage de l'invention est que, grâce à ce dispositif, la zone diluée (110) du réacteur principal (100) est bien balayée, et sa température est maintenant contrôlée par l'injection du fluide de trempe (230). En effet, il n'est pas souhaitable que la température dans la zone diluée (110) du réacteur principal soit inférieure à 400 C, car les risques de condensation des effluents gazeux hydrocarbonés augmentent considérablement à ce niveau de température. L'avantage d'utiliser les effluents du (ou des) riser additionnel (210) pour balayer la phase diluée (110) du réacteur principal est que la température de cet effluent est suffisamment basse pour limiter la dégradation thermique grâce à l'injection du fluide de trempe (230) des la sortie du (ou des) riser additionnels, mais assez élevée pour limiter les risques de condensation d'hydrocarbures. En pratique, après injection du fluide de trempe (230), la température des effluents du ou des risers additionnels se situe dans la plage 500 C à 550 C. La zone réactionnelle selon l'invention est améliorée par rapport à celle de l'art antérieur, car dans la configuration de l'art antérieur, il faut injecter un fluide de balayage tel que la vapeur (104) pour balayer la zone diluée (110). Or un faible débit de vapeur de balayage (104) conduit généralement à un mauvais balayage de la zone diluée (110) du réacteur (100), et un fort débit de vapeur (104) conduit à un bon balayage, mais au risque d'un refroidissement de la zone diluée (110) trop important. Le débit de balayage (104) selon la technologie de l'art antérieur, est donc difficile à ajuster. Le dispositif selon l'invention permet de remédier à cet inconvénient puisque les effluents réactionnels (221) issus du riser additionnel (210) permettent de remplacer en grande partie , c'est à dire au moins à 70 A, et préférentiellement au moins à 80%, le fluide de balayage (104). Dans certains cas le fluide de balayage (104) peut même être en totalité remplacé. Par ailleurs, le niveau thermique du gaz de balayage est ajusté par la quantité de fluide de trempe (230). D'une part, le dispositif selon l'invention permet de découpler la quantité de fluide de balayage nécessaire pour assurer un balayage suffisant de la zone diluée (110) du réacteur principal (100), D'autre part, la température des effluents circulants dans la zone diluée (110) est à présent 25 essentiellement contrôlée par le fluide de trempe (230). Il en résulte également par voie de conséquence, une diminution du débit de fluide de trempe (105) au niveau du réacteur principal (100) qui peut être remplacé en grande partie, c'est à dire à plus de 70 % et préférentiellement à plus de 80 %, par le fluide de trempe (230) injecté avec les effluents (221) du ( ou des) riser additionnel . 30 Sur la figure 2, on a représenté un autre mode de réalisation de l'invention, la différence avec le mode de réalisation décrit sur la figure 1 étant que les effluents réactionnels (250) issus du riser additionnel (210) ne subissent pas de séparation primaire et sont envoyés directement dans la zone diluée (110) du réacteur principal (100). La trempe (230) en sortie du riser additionnel (210) s'effectue maintenant sur l'ensemble de l'effluent (250) du riser additionnel (210). La séparation gaz solide s'effectue alors naturellement par sédimentation dans la zone diluée (110) du réacteur principal (100). Il est alors nécessaire d'injecter des quantités de fluide de trempe (230) plus importantes pour arriver au même niveau thermique dans la zone diluée (110), le refroidissement concernant alors non seulement les vapeurs, mais aussi la totalité du catalyseur circulant dans la zone de réaction du réacteur additionnel (210). EXEMPLES SELON L'INVENTION Pour illustrer les avantages liés à la mise en oeuvre de l'invention, nous avons simulé, grâce à un modèle de procédé calé sur des expérimentations en unité pilote, les performances que l'on obtiendrait en effectuant l e craquage catalytique d'une coupe lourde dont les caractéristiques sont décrites dans le tableau 1. La charge est un résidu atmosphérique non hydrotraité dont plus de 90% poids distille au-delà de 360 C . La masse volumique du résidu est de 935 kg/m3 et la teneur en hydrogène de 12,1 % poids. La teneur en carbone Conradson de la charge lourde est de 5,7 % poids. Un échangeur de chaleur dans la zone de régénération ( appelé "cat cooler") est nécessaire pour respecter le bilan thermique de l'unité. masse volumique à 15 C 935 kg/m3 température moyenne ébullition 503 C Teneur en hydrogène 12.1 % pds Teneur en soufre 1.67 % pds Teneur en azote 0.15 % pds Carbone Conradson 5.7 % pds tableau 1: caractéristique de la charge Le catalyseur considéré pour l'ensemble des exemples est un catalyseur d'équilibre contenant de la zéolithe ultra stable USY, caractérisée par une surface active de 150 m2/g, répartie à25 75% dans la zéolithe et à 25% dans la matrice. La teneur en métaux lourds sur le catalyseur d'équilibre est de 4000 pprn en V et 2000 ppm en Ni. Plusieurs configurations ont été simulées pour bien illustrer les avantages de l'invention décrite dans la présente demande. L'exemple 1 B est selon l'art antérieur puisqu'il ne comporte qu'un riser principal traitant la charge lourde du tableau 1. Les exemples 2B, 3B et 4B sont également selon l'art antérieur puisqu'ils correspondent au traitement de coupes recyclées issues du riser principal, dans un riser additionnel mais non couplé au riser principal. Les exemples 2C, 3C et 4C sont selon l'invention puisqu'ils correspondent au traitement de coupes recyclées issues du riser principal dans un riser additionnel cette fois couplé au riser principal au sens de la présente invention. Exemple 1B ( art antérieur 'l Dans l'exemple 1 B, nous avons simulé le craquage catalytique de la charge lourde décrite dans le tableau 1 en utilisant un seul réacteur, muni à son extrémité supérieure d'un système de séparation rapide tel que celui décrit d'après la figure 1. Les valeurs issues de cet exemple servent de référence pour apprécier les effets de la présente invention: Débit de charge riser principal 294 t/h Température de sortie du riser principal 545 C Température de sortie du ri ser principal après quench 525 C Température moyenne de la phase diluée 485 C rapport C/O 5,0 Production d'essence ( C5- 220 C) 43,9 %pds Production de coke 8, 6 %pds Production de propylène 4,3 %pds Conversion totale 70,4 % pds Débit de fluide de trempe, LCO (105) 16,4 t/h Débit de fluide de balayage,, vapeur d'eau (104) 2,5 t/h Chaleur extraite au régénérateur (cat ùcooler) 42500 10 6cal/h Exemple 2 (comparatifl Dans l'exemple 2, nous avons simulé le craquage catalytique de la charge lourde dans le riser principal, et le craquage catalytique de coupes légères dans un riser additionnel, soit indépendant du riser principal (cas 2B selon l'art antérieur), soit couplé au riser principal (cas 2C selon l'invention) au sens de la présente invention. Les coupes recyclées au riser additionnel sont constituées des effluents suivants: -une coupe essence C6+ 220 C provenant du riser principal de conversion de la charge lourde, recyclée à hauteur de 50% de l'ensemble de l'essence produite dans le complexe constitué par les deux réacteurs -une coupe essence oligomérisée constituée essentiellement d'oléfines longues d'au moins 8 atomes de carbones, résultant de l'oligomérisation de la totalité des coupes C4 et C5 produites au réacteur principal de conversion de la charge lourde. Débit de charge fraîche riser principal 2B (Art ant.) 2C ( selon inv.) 294 t/h 294 t/h Débit de charge légère recyclée au riser secondaire 135 t/h 135 t/h Température de sortie du riser principal (Ti) 545 C 545 C Température de sortie au riser additionnel (T2) 590 C 590 C Température après trempe riser principal (T3) 525 C 525 C Température après trempe riser additionnel (T4) 525 C 510 C Température moyenne de la phase diluée 485 C 510 C du réacteur principal (T5) Température moyenne de la phase diluée 520 C non pertinent du réacteur additionnel Rapport C/O riser principal 5,1 5,2 Rapport C/O riser secondaire 7,5 8,0 Production d'essence ( C5220 C) 40,1% 40,3% Production de coke 9,6% 9,5% Production de propylène 7,4% 7,9% Conversion totale 69,4% 70,2% Débit de fluide de trempe (105) au réacteur princ. 16,5T/h 8,0 T/h Débit de fluide de trempe au riser additionnel 27,4 T/h 36,9 T/h Débit de fluide de balayage (104) dans la phase diluée autour du riser principal 2,5 T/h 0 T/h Débit de fluide de balayage (104) dans la phase diluée autour du riser additionnel 2,0 T/h (0) non pertinent Chaleur extraite au régénérateur (cat ùcooler) 0 Mcal/h 0 Mcal/h Sur l'exemple 2, on constate que le couplage des deux risers augmente à la fois la production d'essence et la production de propylène. L'augmentation de 0,5 points en propylène, compte tenu des tonnages est en fait tout à fait significative On constate également que la répartition du débit de fluide de trempe entre le riser principal et le riser additionnel est modifiée, le fluide de trempe étant injecté à 82 % au niveau du riser additionnel, ce qui permet de supprimer le fluide balayage dans le cas 2C, et de contrôler plus efficacement la fin des réactions en sortie du riser additionnel. La température après trempe (T4) est de 510 C au lieu de 525 C, tout en maintenant une 15 même température (T3) de sortie globale des réacteurs de 525 C. La température (T5) de la phase diluée du réacteur principal est maintenant de 510 C au lieu de 485 C, ce qui permet de maintenir un niveau thermique raisonnable dans la phase diluée en ayant un débit de balayage beaucoup plus important que dans le cas 2B, où la phase diluée n'est balayée que par 2,5 tth de vapeur. 20 Le débit de balayage correspond au débit de charge du riser secondaire et au débit de trempe du riser additionnel, soit environ 180 t/h. Le balayage de la phase diluée autour du riser additionnel n'est par ailleurs plus nécessaire. La comparaison des cas 2B et 2C montre en outre que l'intégration des systèmes de séparation rapide et de trempe selon l'invention permet d'augmenter la circulation de catalyseur (C/O) qui 25 passe de 5,1 à 5,2 dans le riser principal et de 7,5 à 8,0 dans le riser secondaire. On constate également qu'il n'est plus nécessaire d'utiliser un cat-cooler pour extraire la chaleur du régénérateur comme dans le cas 1 B, le craquage des charges légères dans le second riser permettant d'extraire suffisamment de calories de la zone réactionnelle globale dans son ensemble. 30 Exemple 3 ( comparatif) Dans l'exemple 3, nous avons simulé le craquage catalytique de la charge lourde dans le riser principal, et le craquage catalytique de plusieurs coupes légères dans un riser additionnel, soit indépendant du riser principal ( cas 3B selon l'art antérieur), soit couplé au riser principal ( cas 3C selon l'invention). Les coupes recyclées au riser additionnel sont constituées des effluents suivants: - a) une coupe essence C6±220 provenant du réacteur principal de conversion de la charge lourde, recyclée à hauteur de 75% de l'ensemble de l'essence produite dans la zone réactionnelle constituée par les deux riser - b) une coupe essence oligomérisée constituée essentiellement d'oléfines longues d'au moins 8 atomes de carbones, résultant de l'oligomérisation de la totalité des coupes C4 et C5 produites au riser principal de conversion de la charge lourde. -c) 50% de la coupe LCO, d'intervalle de distillation 220 C-360 C produite par la zone réactionnelle constituée par les deux riser. 3B ( art ant.) 3C ( selon inv.) Débit de charge fraîche riser principal 294 t/h 294 t/h Débit de charge légère recyclée au riser secondaire 230 t/h 230 t/h Température de sortie du ri ser principal (Ti) 545 C 545 C Température de sortie au riser additionnel (T2) 590 C 590 C Température après trempe riser principal (T3) 525 C 525 C Température après trempe riser additionnel (T4) 525 C 510 C Température moyenne de la phase diluée 485 C 510 C du réacteur principal (T5) Température moyenne de la phase diluée 520 C non pertinent du réacteur additionnel Rapport C/O riser principal 8,8 9,3 Rapport C/O riser secondaire 13,7 14,6 Production d'essence ( C5- 220 C) 31% 30,9% Production de coke 12,4% 12,1% Production de propylène 16,1% 17,2% Conversion totale 82,6% 82,8% Débit de fluide de trempe (105) au réacteur princ. 18,6 T/h 3,6 T/h Débit de fluide de trempe au riser additionnel (230) 50,4 T/h 64,2 T/h Débit de fluide de balayage (104) dans la phase diluée autour du riser 2,5 T/h 0 T/h Débit de fluide de balayage (104) dans la phase diluée autour du riser additionnel 2,0 T/h (0) non pertinent Sur l'exemple 3, on constate que le couplage des deux risers augmente à la fois la production d'essence et la production de propylène. L'augmentation de 1,1 points en propylène, compte tenu des tonnages est en fait tout à fait significative. 10 On constate également que la répartition du débit de fluide de trempe entre le riser principal et le riser additionnel est modifiée. La température (T5) de la phase diluée du réacteur principal est maintenant de 510 C au lieu de 485 C, ce qui permet de maintenir un niveau thermique raisonnable dans la phase diluée en ayant un débit de balayage beaucoup plus important que dans le cas 3B, où la phase diluée 15 n'est balayée que par 2,5t/h de vapeur. Le débit de balayage correspond au débit de charge du riser secondaire et au débit de trempe du riser additionnel, soit environ 295 t/h. Le balayage de la phase diluée autour du riser additionnel n'est par ailleurs plus nécessaire. La comparaison des cas 3B et 3C montre en outre que l'intégration des systèmes de séparation 20 rapide et de trempe selon l'invention permet d'augmenter la circulation de catalyseur dans le riser principal grâce au recyclage de LCO (le C/O passant de 8,8 à 9,3) et d'augmenter la part de craquage catalytique dans le riser principal et dans le riser secondaire (le C/O passant de 13,7 à 14,6). On constate également qu'il n'est toujours plus nécessaire d'utiliser un cat-cooler pour extraire 25 la chaleur du régénérateur comme dans le cas 1 B, le craquage des charge légères dans le second riser permettant d'extraire suffisamment de calories de la zone réactionnelle globale dans son ensemble. Exemple 4 ( comparatif) 30 Dans l'exemple 4, nous avons simulé le craquage catalytique de la charge lourde dans le riser principal, et le craquage catalytique de plusieurs coupes légères dans un riser additionnel, soit indépendant du riser principal (cas 4B selon l'art antérieur), soit couplé au riser principal (cas 30 4C selon l'invention) au sens de la présente invention. Les coupes recyclées au riser additionnel sont constituées des effluents suivants: -une coupe essence C6+ 220 C provenant du riser principal de conversion de la charge lourde, recyclée à hauteur de 25% de l'ensemble de l'essence produite dans le complexe constitué par les deux réacteurs (contre 50% dans l'exemple 2) -une coupe essence oligomérisée constituée essentiellement d'oléfines longues d'au moins 8 atomes de carbones, résultant de l'oligomérisation de la totalité des coupes C4 et C5 produites au réacteur principal de conversion de la charge lourde. -une coupe hydrocarbonée constituée d'une huile de soja, structure trigylcéride en C18, présentant une oléfinicité de 53% des chaînes alimentée au second riser à un débit de 62 t/h Dans ces conditions, le débit d'hydrocarbures légers au second riser est constant et est constitué de 73 t/h d'essences provenant du FCC et de l'oligomérisation des oléfines C4-05 au 15 polynaphta et de 62t/h d'huile de soja. 4B (Art ant.) 4C ( selon inv.) Débit de charge fraîche riser principal 294 t/h 294 t/h Débit de charge légère recyclée au riser secondaire 73 t/h 73 t/h Débit de charge fraîche au riser secondaire 62 t/h 62 t/h Température de sortie du riser principal (Ti) 545 C 545 C Température de sortie au riser additionnel (T2) 590 C 590 C Température après trempe riser principal (T3) 525 C 525 C Température après trempe riser additionnel (T4) 525 C 510 C Température moyenne de la phase diluée 485 C 510 C du réacteur principal (T5) Température moyenne de la phase diluée du réacteur additionnel 520 C non pertinent Rapport C/O riser principal 4,9 5,1 Rapport C/O riser secondaire 7,2 7,7 Production d'essence ( C5- 220 C) 42,1% 42,4% Production de coke 9,7% 9,6% Production de propylène 6,9% 7,4% Débit de fluide de trempe (105) au réacteur princ. 16,3T/h 7,8 T/h Débit de fluide de trempe au riser additionnel 27,1 T/h 36,6 T/h Débit de fluide de balayage (104) 2,5 T/h 0 T/h dans la phase diluée autour du riser principal Débit de fluide de balayage (104) 2,0 T/h (0) non pertinent dans la phase diluée autour du riser additionnel Chaleur extraite au régénérateur (cat ùcooler) 0 Mcal/h 0 Mcal/h 10 Sur l'exemple 4, on constate que le couplage des deux risers augmente également à la fois la production d'essence et la production de propylène. L'augmentation de 0,5 points en propylène, compte tenu des tonnages est en fait tout à fait significative On constate également que la répartition du débit de fluide de trempe entre le riser principal et le riser additionnel est modifiée, le fluide de trempe étant injecté à 82 % au niveau du riser 15 additionnel, ce qui permet de supprimer le fluide balayage dans le cas 4C, et de contrôler plus efficacement la fin des réactions en sortie du riser additionnel. La température (T4) après trempe est de 510 C au lieu de 525 C, tout en maintenant une même température (T3) de sortie globale des réacteurs de 525 C. La température (T5) de la phase diluée du réacteur principal est maintenant de 510 C au lieu 20 de 485 C ce qui permet de maintenir un niveau thermique raisonnable dans la phase diluée en ayant un débit de balayage beaucoup plus important que dans le cas 4B, où la phase diluée n'est balayée que par 2,5t/h de vapeur. Le débit de balayage correspond au débit de charge du riser secondaire et au débit de trempe du riser additionnel, soit environ 180 t/h. 25 Le balayage de la phase diluée autour du riser additionnel n'est par ailleurs plus nécessaire. La comparaison des cas 4B et 4C montre en outre que l'intégration des systèmes de séparation rapide et de trempe selon l'invention permet d'augmenter la circulation de catalyseur, le C/O passant de 4,9 à 5,1 dans le riser principal et de 7,2 à 7,7 dans le riser secondaire. On constate également qu'il n'est plus nécessaire d'utiliser un cat-cooler pour extraire la 30 chaleur du régénérateur comme dans lecas 1B, le craquage des charges légères dans le second riser permettant d'extraire suffisamment de calories de la zone réactionnelle globale dans son ensemble.5 REVENDICATIONS 1. Zone réactionnelle comportant: - un réacteur principal (100) effectuant le craquage catalytique d'une charge lourde, comprenant - une zone diluée (110) contenant: a) la partie supérieure du riser principal (10) se terminant par un système de séparation rapide (20, 30) suivi d'un système de séparation secondaire (70), b) un dispositif d'injection d'un fluide de trempe (105) situé entre le système de séparation rapide et le système de séparation secondaire, c) un dispositif d'injection d'un fluide de balayage (104) situé dans la partie supérieure de la phase diluée (110), ledit réacteur principal (100) comportant en outre dans sa partie inférieure une zone dense (121) permettant le stripage du catalyseur, - un ou plusieurs riser additionnels (210) travaillant à plus haute sévérité que le riser principal (10) et effectuant le craquage catalytique de coupes légères, ledit ou lesdits risers additionnels (210) fonctionnant en parallèle du riser principal (10), et les effluents gaz et solide dudit ou desdits risers additionnels (210) étant envoyés dans la zone diluée (110) du réacteur principal (100). 2. Zone réactionnelle selon la revendication 1, dans laquelle les effluents du ou des risers additionnels (210) sont préalablement séparés en une phase majoritairement gazeuse contenant les effluents réactionnels (221), et une phase majoritairement solide contenant le catalyseur de craquage (222), la phase gazeuse étant envoyée dans la zone diluée (110) du réacteur principal (100), et la phase solide étant envoyée dans la zone dense (121) du réacteur principal (100). 3. Zone réactionnelle selon l'une quelconque des revendications 1 à 2, dans laquelle l'écoulement dans le riser principal et ledit, ou lesdits risers additionnels est vertical descendant. 4. Zone réactionnelle selon l'une quelconque des revendications 1 à 3, dans laquelle l'ensemble des gaz (vapeur de stripage (102) et (120), et les hydrocarbures désorbés)30 26 passant par les ouvertures (26) des chambres de stripage (30), ont une vitesse ascendante à travers lesdites ouvertures (26) comprise entre 1 m/s et 5 m/s, et préférentiellement comprise entre 1,5 et 4 m/s. 5. Procédé de production de propylène faisant appel à la zone réactionnelle selon l'une quelconque des revendications 1 à 4, dans lequel l'essentiel, c'est à dire plus de 70 % et préférentiellement plus de 80 %, du fluide de trempe est constitué par le fluide de trempe (230) injecté avec les effluents (221) dudit ( ou desdits) riser additionnel. 6. Procédé de production de propylène faisant appel à la zone réactionnelle selon l'une quelconque des revendications 1 à 4, dans lequel l'essentiel du fluide de balayage, c'est à dire plus de 70 %, et préférentiellement plus de 80 %, dudit fluide de balayage, est constitué par les effluents (221) dudit (ou desdits) riser additionnel. 7. Procédé de production de propylène faisant appel à la zone réactionnelle selon l'une quelconque des revendications 1 à 4, dans lequel la température (T5) de la phase diluée (110) du réacteur principal (100) est comprise entre 490 C et 520 C. 8. Procédé de production de propylène faisant appel à la zone réactionnelle selon l'une quelconque des revendications 1 à 4, dans lequel le temps de séjour des réactifs compté depuis l'introduction de la charge lourde au bas du riser principal (10) et la sortie des effluents réactionnels du réacteur principal (100), est inférieur à 10 secondes. 9. Procédé de production de propylène faisant appel à la zone réactionnelle selon l'une quelconque des revendications 1 à 4, dans lequel la charge du riser principal est une coupe lourde, et la charge d'au moins un des riser additionnels est une coupe légère contenant au moins 30 % poids d'oléfines, et dont au moins 80% des molécules ont un point d'ébullition inférieur à 340 C. 10. Procédé de production de propylène faisant appel à la zone réactionnelle selon l'une quelconque des revendication 1 à 4, dans lequel la charge du riser principal est une coupelourde, et la charge d'au moins un des riser additionnels est une essence légère ( C5-150 C) produite au riser principal et contenant au moins 30% d'oléfines. 11. Procédé de production de propylène faisant appel à la zone réactionnelle selon l'une quelconque des revendication 1 à 4, dans lequel la charge du riser principal est une coupe lourde, et la charge d'au moins un des riser additionnels est une essence oligomérisée produite à partir des oléfines légères C4 ou C5 issues du riser principal. 12. Procédé de production de propylène faisant appel à la zone réactionnelle selon l'une 1.0 quelconque des revendication 1 à 4, dans lequel la charge du riser principal est une coupe lourde, et la charge d'au moins un des risers additionnels est une huile végétale ou une graisse animale ou un mélange quelconque d'huile végétale et de graisse animale. 15 20 25