FR3066929A1

FR3066929A1 - Procede d'hydrotraitement de coupes distillats utilisant un catalyseur a base d'une alumine mesoporeuse amorphe preparee sans sechage pousse

Info

Publication number: FR3066929A1
Application number: FR1754909A
Authority: FR
Inventors: Malika Boualleg; Laurent Simon
Original assignee: IFP Energies Nouvelles IFPEN
Current assignee: IFP Energies Nouvelles IFPEN
Priority date: 2017-06-02
Filing date: 2017-06-02
Publication date: 2018-12-07

Abstract

On décrit un procédé d'hydrotraitement d'au moins une charge hydrocarbonée présentant une température moyenne pondérée (TMP) supérieure à 380°C utilisant au moins un catalyseur comprenant au moins un métal du groupe VIB et/ou au moins un métal du groupe VIII de la classification périodique et un support comprenant une alumine mésoporeuse amorphe ayant un volume poreux total supérieur à 0,75 ml/g, ladite alumine ayant été préparée selon un procédé spécifique, ledit procédé d'hydrotraitement opérant à une température comprise entre 250 °C et 430°C, à une pression totale comprise entre 3 MPa et 20 MPa avec un ratio volume d'hydrogène par volume de charge hydrocarbonée compris entre 200 et 2000 litres par litre et à une Vitesse Volumique Horaire (VVH) définie par le rapport du débit volumique de charge hydrocarbonée liquide par le volume de catalyseur chargé dans le réacteur comprise entre 0,3 et 5 h-1.

Description

L'invention concerne les procédés d'hydrotraitement de charges hydrocarbonées présentant une température moyenne pondérée (TMP) supérieure à 380 O. De préférence, la charge hydrocarbonée mise en oeuvre dans le procédé selon l’invention est une charge de type de type distillât sous vide (DSV).

L'objectif du procédé selon l’invention est essentiellement la purification desdits charges hydrocarbonées et en particulier de distillais.

En particulier, la présente invention se rapporte à l'utilisation dans un procédé d'hydrotraitement d'une charge hydrocarbonée présentant une température moyenne pondérée (TMP) supérieure à 380°C, d'un catalyseur comprenant au moins un métal du groupe VIB et/ou au moins un métal du groupe VIII de la classification périodique et un support comprenant une alumine mésoporeuse amorphe présentant une distribution poreuse spécifique et en particulier un volume poreux élevé par rapport à l’art antérieur. Ladite alumine mésoporeuse amorphe est avantageusement obtenue par précipitation dans des conditions opératoires bien spécifiques, pour obtenir un gel d’alumine ayant un indice de dispersibilité très élevé et de préférence supérieur à 70%, suivie d’une étape d’élimination d’au moins une partie de l’eau contenue dans le gel produit, à une température inférieure à 50°C pendant une durée comprise entre 5 minutes et 48 heures suivie d’une étape de mise en forme par extrusion opérant également dans des conditions spécifiques.

État de la technique antérieure

De façon générale, il est admis qu'un catalyseur d'hydrotraitement présentant un fort potentiel catalytique se caractérise par une fonction hydro-déshydrogénante optimisée, c'est à dire une phase active parfaitement dispersée à la surface du support et présentant une teneur en métal élevée. Idéalement, quelle que soit la nature de la charge hydrocarbonée à traiter, le catalyseur doit pouvoir présenter une accessibilité des sites actifs vis-à-vis des réactifs et produits de réactions tout en développant une surface active élevée, ce qui conduit à des contraintes spécifiques en terme de structure et de texture propres au support oxyde constitutif desdits catalyseurs.

La composition et l'utilisation de catalyseurs classiques d'hydrotraitement de charges hydrocarbonées sont bien décrits dans l'ouvrage Hydrocracking Science and Technology,

1996, J. Scherzer, A. J. Gruia, Marcel Dekker Inc et dans l’article de B. S. Clausen, H. T. Topsoe, F. E. Massoth, issu de l’ouvrage Catalysis Science and Technology, 1996, volume 11, Springer-Verlag. Ainsi, ces catalyseurs se caractérisent généralement par la présence d'une phase active à base d'au moins un métal du groupe VIB et/ou au moins un métal du groupe VIII du tableau périodique des éléments. Les formulations les plus courantes sont de type cobalt-molybdène (CoMo), nickel-molybdène (NiMo), nickel-cobaltmolybdène (NiCoMo) et nickel-tungstène (NiW). Ces catalyseurs peuvent se présenter sous forme massique ou bien à l'état supporté mettant alors en jeu un solide poreux de nature différente. Dans ce dernier cas, le support poreux est généralement un oxyde amorphe ou mal cristallisé tel que par exemple une alumine, ou un aluminosilicate, éventuellement associé à un matériau zéolithique ou non. Après préparation, le métal du groupe VIB et/ou le métal du groupe VIII constitutif(s) desdits catalyseurs se présente(nt) souvent sous forme d'oxyde. La forme active et stable desdits catalyseurs pour les procédés d'hydrotraitement étant la forme sulfurée, ces catalyseurs doivent subir une étape de sulfuration. Celle-ci peut être réalisée dans l'unité du procédé associé, on parle alors de sulfuration in-situ, ou préalablement au chargement du catalyseur dans l'unité, on parle alors de sulfuration exsitu.

Les méthodes usuelles conduisant à la formation de la phase active des catalyseurs d'hydrotraitement consistent en un dépôt de précurseur(s) moléculaire(s) d'au moins un métal du groupe VIB et/ou au moins un métal du groupe VIII sur un support oxyde par la technique dite d'imprégnation à sec suivi des étapes de maturation, séchage et calcination conduisant à la formation de la forme oxydée du(des)dit(s) métal(aux) employé(s). Vient ensuite l'étape finale de sulfuration génératrice de la phase active comme mentionné cidessus.

En particulier, le brevet US 7 790 652 décrit un nouveau support alumine présentant une distribution poreuse bien spécifique, pouvant être utilisé comme support de catalyseur dans un procédé d'hydroconversion de charges hydrocarbonées lourdes. Ledit support comprenant de l'alumine présente un diamètre moyen des pores compris entre 100 et 140 Â, une distribution de taille dont la largeur est de moins de 33 Â, un volume poreux d'au moins 0,75 mL/g dans lequel moins de 5% du volume poreux dudit support est présent dans les pores ayant un diamètre supérieur à 210 Â.

Ledit support utilisé en combinaison avec une phase active hydrogénante permet d'obtenir des performances catalytiques inattendues dans le cas où il est utilisé en hydroconversion des charges lourdes ayant de préférence une majorité de ses composants bouillant à une température supérieure à 343°C. En particulier, le procédé d'hydroconversion de charges lourdes selon le brevet US 7 790 652 permet d'obtenir une conversion des composés hydrocarbonés bouillant à une température supérieure à 524°C fortement améliorée par rapport aux conversions obtenues avec des catalyseurs classiques de l'art antérieur.

Ledit support alumine est préparé selon une méthode comprenant une première étape de formation d'une dispersion d'alumine par le mélange, de manière contrôlée, d'une première solution aqueuse alcaline et d'une première solution aqueuse acide, au moins une desdites solutions acide et basiques, ou les deux comprenant un composé aluminique. Les solutions acide et basique sont mélangées dans des proportions telles que le pH de la dispersion résultante est compris entre 8 et 11. Les solutions acide et basique sont également mélangées dans des quantités permettant d'obtenir une dispersion contenant la quantité désirée d'alumine, en particulier, la première étape permet l'obtention de 25 à 35% poids d'alumine par rapport à la quantité totale d'alumine formée à l'issue des deux étapes de précipitation. La première étape opère à une température comprise entre 20 et 40°C. Quand la quantité d'alumine désirée est formée, la température de la suspension est augmentée à une température comprise entre 45 et 70°C, puis la suspension chauffée est ensuite soumise à une deuxième étape de précipitation par mise en contact de ladite suspension avec une seconde solution aqueuse alcaline et une seconde solution aqueuse acide, au moins l'une des deux solutions ou les deux comprenant un composé aluminique. De même, le pH est réglé entre 8 et 10,5 par les proportions des solutions acide et basique ajoutées et la quantité restante d'alumine a former dans la deuxième étape est apportée par les quantités des deuxièmes solutions acide et basique ajoutées. La deuxième étape opère à une température comprise entre 20 et 40°C. Le gel d'alumine ainsi formé comprend au moins 95% de boehmite. La dispersibilité du gel d'alumine ainsi obtenu n'est pas mentionnée. Le gel d'alumine est ensuite filtré, lavé et éventuellement séché selon les méthodes connues de l'homme du métier, sans étape de traitement thermique ou mûrissement préalable, pour produire une poudre d'alumine qui est ensuite mise en forme selon les méthodes connues de l'homme du métier puis calciné pour produire le support alumine final.

La première étape de précipitation du procédé de préparation du brevet US 7 790 652 est limitée à une production d'alumine faible, comprise entre 25 et 35% poids, car une production d'alumine plus élevée à l'issue de la première étape ne permet pas une filtration optimale du gel obtenu. Par ailleurs, l'augmentation de la production d'alumine dans la première étape du brevet US 7 790 652 ne permettrait pas la mise en forme du gel ainsi obtenu.

La demanderesse a découvert que l'utilisation dans un procédé d'hydrotraitement d'au moins une charge carbonée présentant une température moyenne pondérée (TMP) supérieure à 380°C, d'au moins un catalyseur comprenant au moins un métal du groupe VIB et/ou au moins un métal du groupe VIII de la classification périodique et un support comprenant une alumine mésoporeuse amorphe présentant un volume poreux total supérieur à 0,75 mL/g, ladite alumine étant préparée selon un enchaînement d’étapes spécifiques comprenant l’association de la préparation d’un gel d’alumine très dispersible par précipitation, suivie d’une étape d’élimination d’au moins une partie de l’eau contenue dans le gel produit, à une température inférieure à 50°C pendant une durée comprise entre 5 minutes et 48 heures, suivie d’une étape de mise en forme par extrusion opérant également dans des conditions spécifiques, permettait l'obtention d'une activité catalytique améliorée par rapport à des catalyseurs d'hydrotraitement de l'art antérieur.

En particulier, dans le cas où ledit procédé selon l'invention est placé en amont d'une unité d'hydrocraquage de ladite charge, le procédé selon l'invention utilisant le ou lesdits catalyseur(s) comprenant le support alumine spécifique permet une meilleure déazotation de ladite charge que les procédés de l'art antérieur utilisant des catalyseurs d'hydrotraitement classiques, ainsi qu'une meilleure hydrogénation des aromatiques contenus dans ladite charge.

De même, dans le cas où ledit procédé selon l'invention est placé en amont d'une unité de craquage catalytique en lit fluidisé de ladite charge, le procédé selon l'invention utilisant le ou lesdits catalyseur(s) comprenant le support alumine spécifique permet avec une teneur moindre en métal par unité de volume de réacteur d'obtenir une désulfuration équivalente de ladite charge par rapport aux catalyseurs préparés à partir des procédés de l'art antérieur.

Un objectif de la présente invention est donc de fournir un procédé d'hydrotraitement d'au moins une charge hydrocarbonée présentant une température moyenne pondérée (TMP) supérieure à 380°C mettant en oeuvre au moins un catalyseur présentant des performances catalytiques améliorées, notamment en terme de déazotation de ladite charge et d'hydrogénation des aromatiques contenus dans ladite charge dans le cas où ledit procédé d'hydrotraitement selon l'invention est placé en amont d'une unité d'hydrocraquage de ladite charge et en terme d'hydrodésulfuration de ladite charge dans le cas où ledit procédé selon l'invention est placé en amont d'une unité de craquage catalytique en lit fluidisé de ladite charge.

Résumé et intérêt de l'invention

Un objet de l'invention est également un procédé d'hydrotraitement d'au moins une charge hydrocarbonée présentant une température moyenne pondérée (TMP) supérieure à 380°C, opérant à une température comprise entre 250°C et 430°C, à une pression totale comprise entre 3 MPa et 20 MPa avec un ratio volume d’hydrogène par volume de charge hydrocarbonée compris entre 200 et 2000 litres par litre et à une Vitesse Volumique Horaire (WH) définie par le rapport du débit volumique de charge hydrocarbonée liquide par le volume de catalyseur chargé dans le réacteur comprise entre 0,3 et 5 h’¹, ledit procédé utilisant au moins un catalyseur comprenant au moins un métal du groupe VIB et/ou au moins un métal du groupe VIII de la classification périodique et un support comprenant une alumine mésoporeuse amorphe ayant un volume poreux total supérieur à 0,75 ml_/g, ladite alumine étant préparée selon au moins les étapes suivantes :

a) au moins une première étape de précipitation d'un gel d’alumine, en milieu réactionnel aqueux, d'au moins un précurseur basique choisi parmi l'aluminate de sodium, l'aluminate de potassium, l'ammoniaque, l'hydroxyde de sodium et l'hydroxyde de potassium et d'au moins un précurseur acide choisi parmi le sulfate d'aluminium, le chlorure d'aluminium, le nitrate d'aluminium, l'acide sulfurique, l'acide chlorhydrique, et l'acide nitrique, dans laquelle au moins l'un des précurseurs basique ou acide comprend de l'aluminium, le débit relatif des précurseurs acide et basique est choisi de manière à obtenir un pH du milieu réactionnel compris entre 8,5 et 10,5 et le débit du ou des précurseurs acide et basique contenant de l'aluminium est réglé de manière à obtenir un taux d'avancement de ladite première étape compris entre 40 et 100%, le taux d'avancement étant défini comme étant la proportion d'alumine formée en équivalent AI₂O₃ lors de ladite première étape de précipitation par rapport à la quantité totale d'alumine formée à l'issue de la ou des étapes de précipitation, ladite première étape de précipitation opérant à une température comprise entre 10 et 50 °C, et pendant une durée comprise entre 2 minutes et 30 minutes,

b) une étape de traitement thermique de la suspension obtenue à l’issue de l’étape a) à une température comprise entre 50 et 200°C pendant une durée comprise entre 30 minutes et 5 heures permettant l'obtention d'un gel d'alumine,

c) une étape de filtration de la suspension obtenue à l'issue de l'étape b) de traitement thermique, suivie d'au moins une étape de lavage du gel d’alumine obtenu,

d) une étape d’élimination d’au moins une partie de l’eau dudit gel d'alumine obtenu à l'issue de l'étape c) à une température inférieure à 50°C pendant une durée comprise entre 5 minutes et 48 heures, pour obtenir une pâte,

e) une étape de mise en forme par malaxage-extrusion de la pâte obtenue à l'issue de l'étape d) pour obtenir le matériau cru, ladite étape e) étant réalisée avec un taux d'acide total, exprimé en pourcentage poids par rapport à la masse de gel séché introduit dans l’étape e) compris entre 0 et 4% et un taux de neutralisation exprimé en pourcentage poids de base par rapport à la quantité d'acide introduit dans ladite étape e) compris entre 0 et 200%,

f) une étape de traitement thermique du matériau cru obtenu à l'issue de l'étape e) à une température comprise entre 500 et 1000°C, en présence ou non d'un flux d'air contenant jusqu'à 60% en volume d'eau.

Un avantage de l'invention est de fournir un procédé d'hydrotraitement utilisant un catalyseur dont le support alumine est préparé selon un procédé de préparation bien spécifique, à partir d’un gel d’alumine présentant un indice de dispersibilité élevé obtenu par précipitation, suivi d’un enchaînement d’étapes spécifiques, notamment grâce à la mise en oeuvre d’une étape d’élimination d’au moins une partie de l’eau contenue dans le gel produit, opérant à une température inférieure à 50°C pendant une durée comprise entre 5 minutes et 48 heures suivie d’une étape de mise en forme par malaxage extrusion opérant également dans des condition bien définies.

Définitions et méthodes de mesure

Dans toute la suite du texte, l'indice de dispersibilité est défini comme le pourcentage en poids de gel d'alumine peptisée que l'on peut disperser par centrifugation dans un tube en polypropylène à 3600G pendant 10 min.

La dispersibilité est mesurée en dispersant 10% de boehmite ou gel d'alumine dans une suspension d'eau contenant également 10% d'acide nitrique par rapport à la masse de boehmite. Puis, on centrifuge la suspension à 3600G pendant 10 min. Les sédiments recueillis sont séchés à 100°C une nuit puis pesés.

On obtient l’indice de dispersibilité, noté ID par le calcul suivant : ID(%)=100%-masse de sédiments séchés(%).

L'alumine ou le support utilisé dans le procédé selon la présente invention présente en outre une distribution poreuse spécifique, dans lesquels les volumes macroporeux et mésoporeux sont mesurés par intrusion de mercure et le volume microporeux est mesuré par adsorption d’azote.

Le catalyseur comprenant le support alumine préparé selon l’invention et utilisé dans le procédé selon la présente invention présente également une distribution poreuse spécifique, dans laquelle les volumes macroporeux et mésoporeux sont mesurés par adsorption d’azote.

Par « macropores >>, on entend des pores dont l’ouverture est supérieure à 50 nm.

Par « mésopores >>, on entend des pores dont l’ouverture est comprise entre 2 nm et 50 nm, bornes incluses.

Par « micropores >>, on entend des pores dont l’ouverture est inférieure à 2 nm.

Dans l’exposé qui suit de l’invention, la distribution poreuse mesurée par porosimétrie au mercure est déterminée par intrusion au porosimètre à mercure selon la norme ASTM D4284-83 à une pression maximale de 4000 bar (400 MPa), utilisant une tension de surface de 484 dyne/cm et un angle de contact de 140°. L'angle de mouillage a été pris égal à 140° en suivant les recommandations de l'ouvrage Techniques de l'ingénieur, traité analyse et caractérisation, P 1050-5, écrits par Jean Charpin et Bernard Rasneur >>.

On fixe à 0,2 MPa la valeur à partir de laquelle le mercure remplit tous les vides intergranulaires, et on considère qu'au-delà le mercure pénètre dans les pores de l'alumine.

Afin d'obtenir une meilleure précision, la valeur du volume poreux total correspond à la valeur du volume poreux total mesuré par intrusion au porosimètre à mercure mesurée sur l'échantillon moins la valeur du volume poreux total mesuré par intrusion au porosimètre à mercure mesurée sur le même échantillon pour une pression correspondant à 30 psi (environ 0,2 MPa).

Le volume macroporeux de l’alumine est défini comme étant le volume cumulé de mercure introduit à une pression comprise entre 0,2 MPa et 30 MPa, correspondant au volume contenu dans les pores de diamètre apparent supérieur à 50 nm.

Le volume mésoporeux de l’alumine est défini comme étant le volume cumulé de mercure introduit à une pression comprise entre 30 MPa et 400 MPa, correspondant au volume contenu dans les pores de diamètre apparent compris entre 2 et 50 nm.

Le volume des micropores est mesuré par porosimétrie à l’azote. L'analyse quantitative de la microporosité est effectuée à partir de la méthode t (méthode de Lippens-De Boer, 1965) qui correspond à une transformée de l'isotherme d'adsorption de départ comme décrit dans l'ouvrage « Adsorption by powders and porous solids. Principles, methodology and applications >> écrit par F. Rouquérol, J. Rouquérol et K. Sing, Academie Press, 1999.

On définit également le diamètre médian des mésopores (Dp en nm) comme étant un diamètre tel que tous les pores de taille inférieure à ce diamètre constituent 50% du volume mésoporeux, mesuré par porosimétrie au mercure.

La distribution poreuse mesurée par adsorption d'azote a été déterminée par le modèle Barrett-Joyner-Halenda (BJH). L’isotherme d’adsorption - désorption d’azote selon le modèle BJH est décrit dans le périodique The Journal of American Society, 73, 373, (1951) écrit par E.P.Barrett, L.G.Joyner et P.P.Halenda. Dans l’exposé qui suit de l’invention, on entend par volume adsorption azote, le volume mesuré pour P/P_o= 0,99, pression pour laquelle il est admis que l’azote a rempli tous les pores.

Dans l’exposé qui suit de l’invention, on entend par surface spécifique, la surface spécifique B.E.T. déterminée par adsorption d’azote conformément à la norme ASTM D 3663-78 établie à partir de la méthode BRUNAUER-EMMETT-TELLER décrite dans le périodique « The Journal of American Society, 60, 309, (1938).

Dans la suite, les groupes d'éléments chimiques sont donnés selon la classification CAS (CRC Handbook of Chemistry and Physics, éditeur CRC press, rédacteur en chef D.R. Lide, 81ème édition, 2000-2001). Par exemple, le groupe VIII selon la classification CAS correspond aux métaux des colonnes 8, 9 et 10 selon la nouvelle classification lUPAC.

La densité de remplissage tassée (DRT) est mesurée de la manière décrite dans l'ouvrage Applied Heterogenous Catalysis de J.F. Le Page, J. Cosyns, P. Courty, E. Freund, J-P. Franck, Y. Jacquin, B. Juguin, C. Marcilly, G. Martino, J. Miquel, R. Montarnal, A. Sugier, H. Van Landeghem, Technip, Paris, 1987. Un cylindre gradué de dimensions acceptables est rempli de catalyseur par additions successives; et entre chaque addition, le catalyseur est tassé en secouant le cylindre jusqu'à atteindre un volume constant. Cette mesure est généralement réalisée sur 1000 cm3 de catalyseur tassé dans un cylindre dont le ratio hauteur sur diamètre est proche de 5:1. Cette mesure peut être, de manière préférée, réalisée sur des appareils automatisés tels que Autotap® commercialisé par Quantachrome®.

Description de l'invention

L'invention concerne un procédé d'hydrotraitement d'au moins une charge hydrocarbonée présentant une température moyenne pondérée (TMP) supérieure à 380O.

Charges

Des charges très variées peuvent être traitées par les procédés d'hydrocraquage selon l'invention. La charge mise en oeuvre dans le procédé d'hydrocraquage selon l'invention est une charge hydrocarbonée présentant une température moyenne pondérée (TMP) supérieure à 380°C. La TMP est définie à partir de la température à laquelle distillent 5%, 50% et 70% du volume de la charge selon la formule suivante : TMP = (T 5% + 2 x T 50% + 4 x T 70%)/ 7. La TMP est calculée à partir de valeurs de distillation simulée. La TMP de la charge est supérieure à 380 °C et de préférence inférieure 600°C, et de manière plus préférée inférieure à 580°C. La charge hydrocarbonée traitée a généralement un intervalle de distillation compris entre 250 °C et 600 °C, de préférence entre 300 et 580 O.

Dans la suite du texte, nous appellerons conventionnellement cette charge distillât sous vide, mais cette désignation n'a aucun caractère restrictif. Toute charge hydrocarbonée contenant du soufre et des composés azotés inhibiteurs de l'hydrotraitement, et une TMP similaire à celle d'une coupe distillât sous vide peut être concernée par le procédé objet de la présente invention. La charge hydrocarbonée peut être de nature chimique quelconque, c'est à dire posséder une répartition quelconque entre les différentes familles chimiques notamment les paraffines, oléfines, naphtènes et aromatiques.

ίο

De préférence, ladite charge traitée dans le procédé selon l’invention est une charge hydrocarbonée dont au moins 50% poids des composés présentent un point d’ébullition initial supérieur à 340°C et un point d’ébullition final inférieur à 540O, de préférence dont au moins 60% poids, de manière préférée dont au moins 75% poids et de manière plus préférée dont au moins 80% poids des composés présentent un point d’ébullition initial supérieur à 340°C et un point d’ébullition final inférieur à 540°C.

Ladite charge hydrocarbonée est avantageusement choisie parmi les distillais sous vide (ou DSV), les effluents issus d’une unité de craquage catalytique FCC (Fluid Catalytic Cracking selon la terminologie anglo-saxonne), les gazoles légers issus d'une unité de craquage catalytique (ou LCO pour Light Cycle Oil selon la terminologie anglo-saxonne), les huiles de coupe lourde (HCO pour Heavy Cycle Oil selon la terminologie anglo-saxonne), les effluents paraffiniques issus de la synthèse Fischer-Tropsch, les effluents issus de la distillation sous vide, tels que par exemple les fractions gazoles de type VGO (Vacuum Gas Oil selon la terminologie anglo-saxonne), les effluents issus de procédé de liquéfaction du charbon, les charges issues de la biomasse ou les effluents provenant de la conversion de charges issues de la biomasse, et les extraits aromatiques et les charges provenant d'unités d'extraction d'aromatiques, pris seuls ou en mélange.

De préférence, ladite charge hydrocarbonée est une coupe distillât sous vide. La coupe distillât sous vide est généralement issue de la distillation sous vide du pétrole brut. Ladite coupe distillât sous vide comprend des composés aromatiques, des composés naphténiques et/ou des composés paraffiniques.

Ladite coupe distillât sous vide peut éventuellement comprendre des hétéroatomes choisis parmi l'azote, le soufre et le mélange de ces deux éléments. Lorsque l'azote est présent dans ladite charge à traiter, la teneur en azote est supérieure ou égale à 300 ppm, de préférence ladite teneur est comprise entre 300 et 10000 ppm poids, de manière préférée entre 500 et 10000 ppm poids, de manière plus préférée entre 700 et 4000 ppm poids et de manière encore plus préférée entre 1000 et 4000 ppm. Lorsque le soufre est présent dans ladite charge à traiter, la teneur en soufre est comprise entre 0,01 et 5% poids, de manière préférée comprise entre 0,2 et 4% poids et de manière encore plus préférée entre 0,5 et 3% poids.

Ladite coupe distillât sous vide peut éventuellement également contenir des métaux, en particulier du nickel et du vanadium. La teneur cumulée en nickel et vanadium de ladite coupe distillât sous vide est de préférence inférieure à 1 ppm poids. La teneur en asphaltènes de ladite charge hydrocarbonée est généralement inférieure à 3000 ppm, de manière préférée inférieure à 1000 ppm, de manière encore plus préférée inférieure à 200 ppm.

Dans un mode de réalisation préféré, ladite charge hydrocarbonée de type distillât sous vide (ou DSV) peut être utilisée telle quelle, c'est-à-dire seule ou en mélange avec d’autres coupes hydrocarbonées, de préférence choisies parmi les effluents issus d’une unité de craquage catalytique FCC (Fluid Catalytic Cracking selon la terminologie anglo-saxonne), les gazoles légers issus d'une unité de craquage catalytique (ou LCO pour Light Cycle Oil selon la terminologie anglo-saxonne), les huiles de coupe lourde (HCO pour Heavy Cycle Oil selon la terminologie anglo-saxonne), les résidus atmosphériques et de résidus sous vide issus de la distillation atmosphérique et sous vide du pétrole brut, les effluents paraffiniques issus de la synthèse Fischer- Tropsch, les effluents issus de la distillation sous vide, tels que par exemple les fractions gazoles de type VGO (Vacuum Gas Oil selon la terminologie anglo-saxonne), les huiles désalphaltées ou DAO (Deasphalted Oil selon la terminologie anglo-saxonne), les effluents issus de procédé de liquéfaction du charbon, les charges issues de la biomasse ou les effluents provenant de la conversion de charges issues de la biomasse, et les extraits aromatiques et les charges provenant d'unités d'extraction d'aromatiques, prises seules ou en mélange.

Dans le cas préféré ou ladite charge hydrocarbonée de type distillât sous vide (ou DSV) est utilisée en mélange avec d’autres coupes hydrocarbonées, lesdites coupes hydrocarbonées ajoutées seules ou en mélange, sont présentées à au plus 50% poids dudit mélange, de préférence à au plus 40% poids, de manière préférée à au plus 30% poids et de manière plus préférée à au plus 20% poids dudit mélange.

Conformément à l'invention, le procédé d'hydrotraitement de ladite charge hydrocarbonée selon l'invention est mis en œuvre à une température comprise entre 250°C et 430°C, de préférence entre 300°C et 405°C à une pression totale comprise entre 3 MPa et 20 MPa et de préférence entre 6 MPa et 15 MPa avec un ratio volume d’hydrogène par volume de charge hydrocarbonée compris entre 200 et 2000 litres par litre et de préférence compris entre 250 et 1400 litres par litre et à une Vitesse Volumique Horaire (WH) définie par le rapport du débit volumique de charge hydrocarbonée liquide par le volume de catalyseur chargé dans le réacteur comprise entre 0,3 et 5 h’¹, et de préférence entre 0,5 et 3 h’¹.

Selon un premier mode de réalisation, ledit procédé d'hydrotraitement selon l'invention peut avantageusement être mis en oeuvre en amont d'une unité d'hydrocraquage de ladite charge hydrocarbonée.

Dans ce cas, ledit procédé d'hydrotraitement selon l'invention opère avantageusement à une température comprise entre 350 et 430°C, de préférence entre 350 et 405°C à une pression totale comprise entre 8 MPa et 20 MPa et de préférence entre 9 MPa et 15 MPa avec un ratio volume d’hydrogène par volume de charge hydrocarbonée compris entre 200 et 2000 litres par litre et de préférence compris entre 500 et 1200 litres par litre et à une Vitesse Volumique Horaire (WH) définie par le rapport du débit volumique de charge hydrocarbonée liquide par le volume de catalyseur chargé dans le réacteur comprise entre 0,5 et 5 h’¹, et de préférence entre 1 et 3 h’¹.

Selon un deuxième mode de réalisation, ledit procédé d'hydrotraitement selon l'invention peut avantageusement être mis en oeuvre en amont d'une unité de craquage catalytique en lit fluidisé de ladite charge hydrocarbonée.

Dans ce cas, ledit procédé d'hydrotraitement selon l'invention opère avantageusement à une température comprise entre 250 °C et 420°C, de préférence entre 340°C et 420°C à une pression totale comprise entre 3 MPa et 15 MPa et de préférence entre 3 MPa et 12 MPa avec un ratio volume d’hydrogène par volume de charge hydrocarbonée compris entre 200 et 2000 litres par litre et de préférence compris entre 200 et 800 litres par litre et à une Vitesse Volumique Horaire (WH) définie par le rapport du débit volumique de charge hydrocarbonée liquide par le volume de catalyseur chargé dans le réacteur comprise entre 0,3 et 5 h’¹, et de préférence entre 0,5 et 2 h’¹.

Conformément à l'invention, le catalyseur utilisé dans ledit procédé d'hydrotraitement comprend au moins un métal du groupe VIB et/ou au moins un métal du groupe VIII de la classification périodique et un support comprenant et de préférence constitué de l’alumine mésoporeuse amorphe selon l’invention.

De préférence, les éléments du groupe VIII sont choisis parmi les métaux nobles et non nobles du groupe VIII et de préférence parmi le fer, le cobalt, le nickel, le ruthénium, le rhodium, le palladium, l'osmium, l'iridium ou le platine, pris seuls ou en mélange et de manière préférée parmi le cobalt et le nickel, pris seuls ou en mélange.

Dans le cas où les éléments du groupe VIII sont choisis parmi les métaux non nobles du groupe VIII, les éléments du groupe VIII sont avantageusement choisis parmi le cobalt et le nickel, pris seuls ou en mélange. De préférence, les éléments du groupe VIB sont choisis parmi le tungstène et le molybdène, pris seuls ou en mélange. Dans le cas où la fonction hydrogénante comprend un élément du groupe VIII et un élément du groupe VIB, les associations de métaux suivants sont préférées: nickel-molybdène, cobalt-molybdène, fermolybdène, fer-tungstène, nickel-tungstène, cobalt-tungstène, et de manière très préférée: nickel-molybdène, cobalt-molybdène, nickel-tungstène. Il est également possible d'utiliser des associations de trois métaux tel que par exemple nickel-cobalt-molybdène. Lorsqu'une combinaison de métaux du groupe VI et du groupe VIII est utilisée, le catalyseur est alors préférentiellement utilisé sous une forme sulfurée.

Selon un mode préféré, ledit catalyseur peut également comprendre de l'étain, la teneur en étain étant de préférence comprise entre 0,1 et 0,5% en poids par rapport à la masse totale de catalyseur.

Dans le cas où le catalyseur comprend au moins un métal du groupe VIB en combinaison avec au moins un métal non noble du groupe VIII, la teneur en métal du groupe VIB est avantageusement comprise entre 5 et 45% en poids d'oxyde par rapport à la masse totale dudit catalyseur, de manière préférée entre 10 et 40% en poids d'oxyde et de manière très préférée entre 14 et 30% en poids d'oxyde et la teneur en métal non noble du groupe VIII est avantageusement comprise entre 0,5 et 10% en poids d'oxyde par rapport à la masse totale dudit catalyseur, de manière préférée entre 1 et 8% en poids d'oxyde et de manière très préférée entre 1,5 et 6% en poids d'oxyde.

De manière avantageuse, le catalyseur utilisé dans le procédé selon l'invention peut contenir au moins un élément dopant choisi parmi le phosphore, le bore, le fluor ou le silicium, seul ou en mélange. De manière préférée le dopant est le phosphore.

Lorsque le catalyseur contient du phosphore, la teneur en phosphore dans ledit catalyseur est de préférence comprise entre 0,5 et 15 % poids de P₂O₅, de manière plus préférée entre 1 et 10 % poids de P₂O₅, de manière très préférée entre 2 et 8 % poids de P₂O₅.

Selon le premier mode de réalisation dans lequel ledit procédé d'hydrotraitement selon l'invention est avantageusement mis en oeuvre en amont d'une unité d'hydrocraquage de ladite charge hydrocarbonée, le catalyseur utilisé dans ledit procédé d'hydrotraitement comprend de préférence du nickel et du molybdène.

Selon le deuxième mode de réalisation dans lequel ledit procédé d'hydrotraitement selon l'invention est avantageusement mis en oeuvre en amont d'une unité de craquage catalytique en lit fluidisé, de ladite charge hydrocarbonée, le catalyseur utilisé dans ledit procédé d'hydrotraitement comprend de préférence du nickel et du molybdène, du cobalt et du molybdène, ou du nickel, du cobalt et du molybdène.

De préférence, le catalyseur utilisé dans le procédé selon l’invention comprend un support comprenant et est de préférence constituée par une alumine mésoporeuse amorphe, ladite alumine étant préparée selon l’invention.

Ladite alumine ayant un volume poreux total supérieur à 0,75 mL/g utilisée comme support du catalyseur utilisé dans le procédé selon la présente invention est avantageusement préparée selon le procédé de préparation comprenant au moins les étapes suivantes :

De manière générale, on entend par « taux d’avancement >> de la n-ième étape de précipitation le pourcentage d’alumine formé en équivalent AI₂O₃ dans ladite n-ième étape, par rapport à la quantité totale d’alumine formée à l’issue de l’ensemble des étapes de précipitation et plus généralement à l’issue des étapes de préparation du gel d’alumine.

Dans le cas où le taux d'avancement de ladite étape a) de précipitation est de 100%, ladite étape a) de précipitation permet généralement l'obtention d'une suspension d'alumine ayant une concentration en AI₂O₃ comprise entre 20 et 100 g/L, de préférence entre 20 et 80 g/L, de manière préférée entre 20 et 50 g/L.

Etape a) de précipitation

Le mélange dans le milieu réactionnel aqueux d'au moins un précurseur basique et d'au moins un précurseur acide nécessite soit, qu'au moins le précurseur basique ou le précurseur acide comprenne de l'aluminium, soit que les deux précurseurs basique et acide comprennent de l'aluminium.

Les précurseurs basiques comprenant de l'aluminium sont l'aluminate de sodium et l'aluminate de potassium. Le précurseur basique préféré est l'aluminate de sodium.

Les précurseurs acides comprenant de l'aluminium sont le sulfate d'aluminium, le chlorure d'aluminium et le nitrate d'aluminium. Le précurseur acide préféré est le sulfate d'aluminium.

De préférence, le ou les précurseur(s) basique(s) et acide(s) sont ajoutés dans ladite première étape de précipitation a) en solutions aqueuse.

De préférence, le milieu réactionnel est de l'eau.

De préférence, ladite étape a) opère sous agitation, dans un réacteur agité.

De préférence, ladite étape a) est réalisée en l'absence d'additif organique.

Les précurseurs acide et basique, qu'ils contiennent de l'aluminium ou pas, sont mélangées, de préférence en solution, dans le milieux réactionnel aqueux, dans des proportions telles que le pH de la suspension résultante est compris entre 8,5 et 10,5.

La précipitation du gel d’alumine dans l’étape a) également boehmite est obtenu par le contrôle du pH. Lors de la précipitation dans l’étape a), il se forme une suspension de gel d’alumine.

Conformément à l'invention, c'est le débit relatif des précurseurs acide et basique qu'ils contiennent de l'aluminium ou pas, qui est choisi de manière à obtenir un pH du milieu réactionnel compris entre 8,5 et 10,5.

Dans le cas préféré où les précurseurs basique et acide sont respectivement l'aluminate de sodium et le sulfate d'aluminium, le ratio massique dudit précurseur basique sur ledit précurseur acide est avantageusement compris entre 1,6 et 2,05.

Pour les autres précurseurs basique et acide, qu'ils contiennent de l'aluminium ou pas, les ratio massiques base/acide sont établis par une courbe de neutralisation de la base par l’acide. Une telle courbe est obtenue aisément par l’homme du métier.

De préférence, ladite étape a) de précipitation est réalisée à un pH compris entre 8,5 et 10 et de manière très préférée entre 8,7 et 9,9.

Les précurseurs acide et basique sont également mélangées dans des quantités permettant d'obtenir une suspension contenant la quantité désirée d'alumine, en fonction de la concentration finale en alumine à atteindre. En particulier, ladite étape a) permet l'obtention de 40 à 100% poids d'alumine en équivalent AI₂O₃ par rapport à la quantité totale d'alumine formée à l'issue de la ou les étapes de précipitation. Conformément à l'invention, c'est le débit du ou des précurseurs acide et basique contenant de l'aluminium qui est réglé de manière à obtenir un taux d'avancement de la première étape compris entre 40 et 100%.

De préférence, le taux d'avancement de ladite étape de précipitation a) est compris entre 40 et 99%, de préférence entre 45 et 90 % et de manière préférée entre 50 à 85%. Dans le cas où le taux d'avancement obtenu à l'issue de l'étape a) de précipitation est inférieur à 100%, une deuxième étape de précipitation est nécessaire de manière à augmenter la quantité d'alumine formée. Dans le cas où une deuxième étape de précipitation est mise en oeuvre, le taux d'avancement est défini comme étant la proportion d'alumine formée en équivalent AI₂O₃ lors de ladite étape a) de précipitation par rapport à la quantité totale d'alumine formée à l'issue des deux étapes de précipitation du procédé de préparation selon l'invention et plus généralement à l’issue des étapes de préparation du gel d’alumine.

Ainsi, en fonction de la concentration en alumine visée à l'issue de la ou des étapes de précipitation, de préférence comprise entre 20 et 100 g/l, les quantités d'aluminium devant être apportées par les précurseurs acide et/ou basique sont calculées et le débit des précurseurs est réglé en fonction de la concentration desdits précurseurs en aluminium ajoutés, de la quantité d'eau ajouté dans le milieu réactionnel et du taux d'avancement requis pour la ou les étapes de précipitation.

Les débit du ou des précurseurs acide et/ou basique contenant de l'aluminium dépendent de la dimension du réacteur utilisé et ainsi de la quantité d'eau ajoutée dans le milieu réactionnel.

De préférence, ladite étape a) de précipitation est réalisée à une température comprise entre et 45°C, de manière préférée entre 15 et 45 °C, de manière plus préférée entre 20 et 45 °C et de manière très préférée entre 20 et 40 °C.

est important que ladite étape a) de précipitation opère à basse température. Dans le cas où ledit procédé de préparation selon l'invention comprend deux étapes de précipitation, l'étape a) de précipitation est avantageusement réalisée à une température inférieure à la température de la deuxième étape de précipitation.

De préférence, ladite étape a) de précipitation est réalisée pendant une durée comprise entre 5 et 20 minutes, et de manière préférée de 5 à 15 minutes.

Etape b) de traitement thermique

Conformément à l'invention, ledit procédé de préparation comprend une étape b) de traitement thermique de la suspension obtenue à l'issue de l'étape a) de précipitation, ladite étape de traitement thermique opérant à une température comprise entre 50 et 200°C pendant une durée comprise entre 30 minutes et 5 heures, pour obtenir le gel d'alumine.

De préférence, ladite étape b) de traitement thermique est une étape de mûrissement.

De préférence, ladite étape b) de traitement thermique opère à une température comprise entre 65 et 150°C, de préférence entre 65 et 130°C, de manière préférée entre 70 et 110 °C, de manière très préférée entre 70 et 95°C.

De préférence, ladite étape b) de traitement thermique est mise en oeuvre pendant une durée comprise entre 40 minutes et 5 heures, de préférence entre 40 minutes et 3 heures et de manière préférée entre 45 minutes et 2 heures.

Deuxième étape de précipitation optionnelle

Selon un mode de réalisation préféré, dans le cas où le taux d'avancement obtenu à l'issue de l'étape a) de précipitation est inférieur à 100%, ledit procédé de préparation comprend de préférence, une deuxième étape de précipitation aj après la première étape de précipitation.

Ladite deuxième étape de précipitation permet d'augmenter la proportion d'alumine produite.

Ladite deuxième étape de précipitation aj est avantageusement mise en oeuvre entre ladite première étape de précipitation a) et l’étape b) de traitement thermique.

Dans le cas où une deuxième étape de précipitation est mise en oeuvre, une étape de chauffage de la suspension obtenue à l'issue de l'étape a) de précipitation est avantageusement mise en oeuvre entre les deux étapes de précipitation a) et aj.

De préférence, ladite étape de chauffage de la suspension obtenue à l'issue de l'étape a), mise en oeuvre entre ladite étape a) et la deuxième étape de précipitation aj opère à une température comprise entre 20 et 90°C, de préférence entre 30 et 80°C, de manière préférée entre 30 et 70 °C et de manière très préférée entre 40 et 65°C.

De préférence, ladite étape de chauffage est mise en œuvre pendant une durée comprise entre 7 et 45 minutes et de préférence entre 7 et 35 minutes.

Ladite étape de chauffage est avantageusement mise en œuvre selon toutes les méthodes de chauffage connues de l'homme du métier.

Selon ledit mode de réalisation préféré, ledit procédé de préparation comprend une deuxième étape de précipitation de la suspension obtenue à l'issue de l'étape de chauffage, ladite deuxième étape opérant par ajout dans ladite suspension d'au moins un précurseur basique choisi parmi l'aluminate de sodium, l'aluminate de potassium, l'ammoniaque, l'hydroxyde de sodium et l'hydroxyde de potassium et d'au moins un précurseur acide choisi parmi le sulfate d'aluminium, le chlorure d'aluminium, le nitrate d'aluminium, l'acide sulfurique, l'acide chlorhydrique, et l'acide nitrique, dans laquelle au moins l'un des précurseurs basique ou acide comprend de l'aluminium, le débit relatif des précurseurs acide et basique est choisi de manière à obtenir un pH du milieu réactionnel compris entre

8,5 et 10,5 et le débit du ou des précurseurs acide et basique contenant de l'aluminium est réglé de manière à obtenir un taux d'avancement de la deuxième étape compris entre 0 et 60%, le taux d'avancement étant défini comme étant la proportion d'alumine formée en équivalent AI₂O₃ lors de ladite deuxième étape de précipitation par rapport à la quantité totale d'alumine formée à l'issue des deux étapes de précipitation, plus généralement à l’issue des étapes de préparation du gel d’alumine et de préférence à l’issue de l’étape aj du procédé de préparation selon l’invention, ladite étape opérant à une température comprise entre 40 et 90 °C, et pendant une durée comprise entre 2 minutes et 50 minutes.

De même que dans la première étape de précipitation a), l'ajout dans la suspension chauffée, d'au moins un précurseur basique et d'au moins un précurseur acide nécessite soit, qu'au moins le précurseur basique ou le précurseur acide comprenne de l'aluminium, soit que les deux précurseurs basique et acide comprennent de l'aluminium.

De préférence, ladite deuxième étape de précipitation opère sous agitation.

De préférence, ladite deuxième étape est réalisée en l'absence d'additif organique.

De préférence, le ou les précurseur(s) basique(s) et acide(s) sont ajoutés dans ladite deuxième étape de précipitation aj en solutions aqueuse.

De même que dans l'étape a) de précipitation, c'est le débit relatif des précurseurs acide et basique qu'ils contiennent de l'aluminium ou pas, qui est choisi de manière à obtenir un pH du milieu réactionnel compris entre 8,5 et 10,5.

Pour les autres précurseurs basique et acide, qu'ils contiennent de l'aluminium ou pas, les ratio massique base/acide sont établis par une courbe de neutralisation de la base par l’acide. Une telle courbe est obtenue aisément par l’homme du métier.

De préférence, ladite deuxième étape de précipitation est réalisée à un pH compris entre 8,5 et 10 et de manière préférée entre 8,7 et 9,9.

Les précurseurs acide et basique sont également mélangés dans des quantités permettant d'obtenir une suspension contenant la quantité désirée d'alumine, en fonction de la concentration finale en alumine à atteindre. En particulier, ladite deuxième étape de précipitation permet l'obtention de 0 à 60% poids d'alumine en équivalent AI₂O₃ par rapport à la quantité totale d'alumine formée à l'issue des deux étapes de précipitation et de préférence à l’issue de l’étape aj.

De même que dans l'étape a) de précipitation, c'est le débit du ou des précurseurs acide et basique contenant de l'aluminium qui est réglé de manière à obtenir un taux d'avancement de la deuxième étape compris entre 0 et 60%, le taux d'avancement étant défini comme la proportion d'alumine formée en équivalent AI₂O₃ lors de ladite deuxième étape de précipitation par rapport à la quantité totale d'alumine formée à l'issue des deux étapes de précipitation du procédé selon l'invention et de préférence à l’issue de l’étape aj.

De préférence, le taux d'avancement de ladite deuxième étape de précipitation a) est compris entre 1 et 60, de préférence entre 10 et 55 % et de manière préféré entre 15 à 55%.

Ainsi, en fonction de la concentration en alumine visée à l'issue de la ou des étapes de précipitation, de préférence comprise entre 20 et 100 g/l, les quantités d'aluminium devant être apportées par les précurseurs acide et/ou basique sont calculées et le débit des précurseurs est réglé en fonction de la concentration desdits précurseurs en aluminium ajoutés, de la quantité d'eau ajoutée dans le milieu réactionnel et du taux d'avancement requis pour chacune des étapes de précipitation.

De même que dans l'étape a) de précipitation, les débit du ou des précurseurs acide et/ou basique contenant de l'aluminium dépendant de la dimension du réacteur utilisé et ainsi de la quantité d'eau ajoutée dans le milieu réactionnel.

A titre d'exemple, si on travaille dans un réacteur de 3 I et que l'on vise 11 de suspension d’alumine de concentration finale en AI₂O₃ de 50 g/l, le taux d’avancement ciblé est de 50% en équivalent AI₂O₃ pour la première étape de précipitation. Ainsi, 50% de l’alumine totale doit être apportée lors de l’étape a) de précipitation. Les précurseurs d’alumines sont l’aluminate de sodium à une concentration de 155 g/l en AI₂O₃ et le sulfate d’aluminium à une concentration de 102 g/l en AI₂O₃. Le pH de précipitation de la première étape est fixée à

9,5 et la deuxième à 9. La quantité d’eau ajoutée dans le réacteur est de 622 ml.

Pour la première étape a) de précipitation opérant à 30Ό et pendant 8 minutes, le débit de sulfate d’aluminium doit être de 10,5 ml/min et le débit d’aluminate de sodium est de 13,2 ml/min. Le ratio massique d’aluminate de sodium sur sulfate d’aluminium est donc de 1,91.

Pour la deuxième étape de précipitation, opérant à 70°C, pendant 30 minutes, le débit de sulfate d’aluminium doit être de 2,9 ml/min et le débit d’aluminate de sodium est de 3,5 ml/min. Le ratio massique d’aluminate de sodium sur sulfate d’aluminium est donc de 1,84.

De préférence, la deuxième étape de précipitation est réalisée à une température compris entre 40 et 80 °C, de manière préférée entre 45 et 70°C et de manière très préférée entre 50 et 70 °C.

De préférence, la deuxième étape de précipitation est réalisée pendant une durée comprise entre 5 et 45 minutes, et de manière préférée de 7 à 40 minutes.

La deuxième étape de précipitation permet généralement l'obtention d'une suspension d'alumine ayant une concentration en AI₂O₃ comprise entre 20 et 100 g/l, de préférence entre 20 et 80 g/l, de manière préférée entre 20 et 50 g/l.

Dans le cas où ladite deuxième étape de précipitation est mise en oeuvre, ledit procédé de préparation comprend également avantageusement une deuxième étape de chauffage de la suspension obtenue à l'issue de ladite deuxième étape de précipitation à une température comprise entre 50 et 95°C et de préférence entre 60 et 90 °C.

De préférence, ladite deuxième étape de chauffage est mise en oeuvre pendant une durée comprise entre 7 et 45 minutes.

Ladite deuxième étape de chauffage est avantageusement mise en oeuvre selon toutes les méthodes de chauffage connues de l'homme du métier.

Ladite deuxième étape de chauffage permet d'augmenter la température du milieu réactionnel avant de soumettre la suspension obtenue à l'étape b) de traitement thermique.

Etape c) de filtration

Conformément à l'invention, le procédé de préparation d'alumine selon l'invention comprend également une étape c) de filtration de la suspension obtenue à l'issue de l'étape b) de traitement thermique, suivie d'au moins une étape de lavage du gel obtenu. Ladite étape de filtration est réalisée selon les méthodes connues de l'homme du métier.

La filtrabilité de la suspension obtenue à l'issue de l'étape a) de précipitation ou des deux étapes de précipitation est améliorée par la présence de ladite étape b) de traitement thermique finale de la suspension obtenue, ladite étape de traitement thermique favorisant la productivité du procédé selon l'invention ainsi qu'une extrapolation du procédé au niveau industriel.

Des additifs comme des floculants peuvent également être ajoutées à la suspension pour améliorer la filtrabilité.

Ladite étape de filtration est avantageusement suivie d'au moins une étape de lavage à l'eau et de préférence d’une à trois étapes de lavage, avec une quantité d'eau égale à la quantité de précipité filtré.

L'enchaînement des étapes a) et c) et éventuellement de la deuxième étape de précipitation, de la deuxième étape de chauffage et de l'étape de filtration optionnelle, permet l'obtention d'un gel d'alumine spécifique présentant un indice de dispersibilité supérieur à 70%, une taille de cristallite comprise entre 1 à 35 nm, ainsi qu'une teneur en soufre comprise entre 0,001% et 2% poids et une teneur en sodium comprise entre 0,001% et 2 % poids, les pourcentages poids étant exprimés par rapport à la masse totale de gel d'alumine.

Le gel d'alumine ainsi obtenu présente un indice de dispersibilité compris entre 70 et 100%, de manière préférée entre 80 et 100%, de manière très préférée entre 85 et 100% et de manière encore plus préférée entre 90 et 100%.

L’indice de dispersibilité est défini comme le pourcentage en poids de gel d'alumine peptisée que l'on peut disperser par centrifugation dans un tube en polypropylène à 3600G pendant 10 min.

La dispersibilité est mesurée en dispersant 10% de boehmite ou gel d'alumine dans une suspension d'eau contenant également 10% d'acide nitrique par rapport à la masse de boehmite. Puis, on centrifuge la suspension à 3600G rpm pendant 10 min. Les sédiments recueillis sont séchés à 100°C une nuit, puis pesés.

De préférence, le gel d'alumine ainsi obtenu présente une taille de cristallites comprise entre 2 à 35 nm.

De préférence, le gel d'alumine ainsi obtenu comprend une teneur en soufre comprise entre 0,001 % et 1% poids, de manière préférée entre 0,001 et 0,40% poids, de manière très préférée entre 0,003 et 0,33 % poids, et de manière plus préférée entre 0,005 et 0,25 % poids.

De préférence, le gel d'alumine ainsi obtenu comprend une teneur en sodium comprise entre 0,001 % et 1% poids, de manière préférée entre 0,001 et 0,15 % poids, de manière très préférée entre 0,0015 et 0,10% poids, et 0,002 et 0,040 % poids.

En particulier, le gel d'alumine ou la boehmite sous forme de poudre selon l'invention est composée de cristallites dont la taille, obtenue par la formule de Scherrer en diffraction des rayons X selon les directions cristallographiques (020) et (120) est respectivement comprise entre 2 et 20 nm et entre 2 et 35 nm.

De préférence, le gel d'alumine selon l'invention présente une taille de cristallites selon la direction cristallographique (020) comprise entre 2 à 15 nm et une taille de cristallite selon la direction cristallographique (120) comprise entre 2 à 35 nm.

La diffraction des rayons X sur les gels d'alumine ou boehmites a été effectuée en utilisant la méthode classique des poudres au moyen d’un diffractomètre.

La formule de Scherrer est une formule utilisée en diffraction des rayons X sur des poudres ou échantillons polycristallins qui relie la largeur à mi-hauteur des pics de diffraction à la taille des cristallites. Elle est décrite en détail dans la référence : Appl. Cryst. (1978). 11, 102-113 Scherrer after sixty years: A survey and some new results in the détermination of crystallite size, J. I. Langford and A. J. C. Wilson.

Le gel d'alumine ainsi préparé et présentant un taux de dispersibilité élevé permet de faciliter l'étape de mise en forme dudit gel selon toutes les méthodes connues de l'homme du métier et en particulier par malaxage extrusion.

Etape d) d’élimination d’au moins une partie de l’eau

Conformément à l'invention, le gel d'alumine obtenu à l'issue de l'étape c) de filtration, est soumis dans une étape d) à une étape d’élimination d’au moins une partie de l’eau contenue dans ledit gel, ladite étape d) étant mise en oeuvre à une température inférieure à 50°C, pendant une durée comprise entre 5 minutes et 48 heures, pour obtenir une pâte.

Ladite étape d’élimination d’au moins une partie de l’eau est de préférence mise en oeuvre à une température inférieure ou égale à 30°C, de manière préférée 15 et 30°C et de manière très préférée comprise entre 15 et 25°C et pendant une durée comprise entre 5 minutes et heures, de préférence entre 15 minutes et 24 heures et de manière préférée entre 15 minutes et 20 heures.

De préférence, ladite étape d) d’élimination d’au moins une partie de l’eau est réalisée selon les méthodes connues de l’homme du métier dans lesquelles la température est inférieure à50°C et de manière préférée, en étuve fermée et ventilée, ou en sécheur tunnel ou à bandes par filtration poussée sous vide ou sous pression, par centrifugation, par séchage Infra Rouge, par séchage microonde, ou dans un malaxeur chauffant.

De manière très préférée, ladite étape d) n’est pas mise en oeuvre par le procédé de séchage par atomisation.

Ladite étape d) permet de diminuer la perte au feu du gâteau de gel d’alumine obtenu à l’issue de l’étape de filtration c) d’une valeur comprise entre 75 et 90% poids à une valeur comprise entre 55 et 65% poids.

Cette valeur de perte au feu visée permet de passer d’une pâte trop humide à une pâte dont la teneur en eau permet un malaxage efficace et une extrudabilité adéquate lors des étapes de mise en forme. Le fait de ne pas passer par une forme poudre, outre le gain en eau et en temps de procédé de préparation, permet de maintenir les bonnes propriétés texturales ainsi que les leviers de mise en forme possibles grâce à la très bonne dispersibilité du gel de boehmite préparé dans les étapes a) à c).

La perte au feu ou PAF est mesurée avant l'étape e) de mise en forme en prélevant une partie du gâteau de gel d’alumine obtenu à l’issue de l’étape c) de filtration ou de la pâte obtenue à l’issue de l’étape d) d’élimination d’au moins une partie de l’eau, puis par mise au four à moufle pendant 3 h à 1000O. La PAF est obtenue par différence entre la masse de l'échantillon avant et après passage au four à moufle.

Etape e) de mise en forme

Conformément à l'invention, la pâte obtenue à l'issue de l'étape d) est mise en forme par malaxage -extrusion pour obtenir le matériau cru, ladite étape e) étant réalisée avec un taux d'acide total, exprimé en pourcentage poids par rapport à la masse de gel séché introduit dans l’étape e) compris entre 0 et 4% et un taux de neutralisation exprimé en pourcentage poids de base par rapport à la quantité d'acide introduit dans ladite étape e) compris entre 0 et 200%.

On entend par matériau cru, le matériau mis en forme et n'ayant pas subi d'étapes de traitement thermique.

De préférence, ladite étape e) est réalisée avec un taux d'acide total, exprimé en pourcentage par rapport à la masse de gel séché introduit dans l’étape e) compris entre 0 et 3% de manière préférée entre 0 et 2%, et de manière très préférée entre 0 et 1% et un taux de neutralisation exprimé en pourcentage poids de base par rapport à la quantité d'acide introduit dans ladite étape e) compris entre 0 et 150%, de préférence entre 0 et 130%, de manière préférée entre 0 et 60%, de manière très préférée entre 0 et 50% et de manière plus préférée compris entre 0 et 35%.

Selon un mode de réalisation très préféré, ladite étape e) est réalisée en l’absence d’acide et de base.

De préférence, l’acide utilisé dans l’étape e) est choisi parmi l’acide nitrique et les acides carboxyliques choisis de préférence parmi l’acide acétique, l’acide citrique et l’acide butyrique et de préférence l’acide nitrique.

De préférence la base utilisée dans l’étape e) est choisie parmi les bases inorganiques choisies parmi la soude, la potasse, et l'ammoniaque, et les bases organiques en solution choisies parmi les amines et les composés ammonium quaternaire. De manière préférée les bases organiques en solution sont choisies parmi les alkyl-éthanol amines et les alkylamines éthoxylées. Les bases organiques sont de préférence utilisées en solution dans l’eau.

De manière très préférée, ladite base est l’ammoniaque et de préférence l’ammoniaque en solution aqueuse (NH₄OH+ H₂O).

Une teneur en acide trop importante conduit au « surmalaxage >> du gel de boehmite. Ceci entraîne une destruction plus ou moins importante de la porosité et à une perte drastique du volume poreux, voire à la création d’une porosité inférieure à 5 nm non désirée.

Etape f) de traitement thermique

Conformément à l'invention, le matériau cru obtenu à l'issue de l'étape e) de mise en forme subit ensuite une étape f) de traitement thermique à une température comprise entre 500 et

1000°C, pendant une durée comprise entre 2 et 10 h, en présence ou non d'un flux d'air contenant jusqu'à 60% volume d'eau.

De préférence, ladite étape f) de traitement thermique opère à une température comprise entre 500 °C et 850 °C.

De préférence, ladite étape f) de traitement thermique opère pendant une durée comprise entre 2h et 10h.

Ladite étape f) de traitement thermique permet la transition de la boehmite vers l'alumine finale.

De préférence, ladite étape f) est mise en oeuvre en présence d'un flux d'air contenant une teneur en eau comprise entre 5 et 50% masse, et de préférence entre 5 et 45% en masse, et de préférence entre 5 et 40% masse.

L'étape de traitement thermique peut être précédée d'un séchage à une température comprise entre 50°C et 120°C, selon toute technique connue de l'homme du métier.

Le procédé de préparation de l'alumine utilisé comme support du catalyseur mis en oeuvre dans le procédé selon l'invention permet l'obtention d'une alumine mésoporeuse amorphe ayant un volume poreux total, un volume mésoporeux et un diamètre médian mésoporeux élevé, par rapport aux alumines de l’art antérieur, déterminés sur la courbe de distribution poreuse en volume par intrusion au porosimètre à mercure.

Le procédé de préparation selon l'invention permet l'obtention d'une alumine mésoporeuse amorphe présentant un volume poreux total, un volume mésoporeux et diamètre médian mésoporeux élevé, par rapport aux alumines de l’art antérieur, déterminés sur la courbe de distribution poreuse en volume par intrusion au porosimètre à mercure.

Caractéristiques de l'alumine mésoporeuse amorphe obtenue

Les valeurs de distributions poreuses énoncées ci-dessous sont valables à la fois pour l'alumine mésoporeuse ainsi obtenue constituant le support du catalyseur et le support du catalyseur utilisé dans le procédé selon l’invention.

L'alumine mésoporeuse ayant un volume poreux total supérieur à 0,75 ml/g ainsi obtenue et ledit support sont avantageusement dépourvus de micropores. L'absence de micropores est vérifiée par porosimétrie azote.

L'alumine mésoporeuse et ledit support présentent avantageusement un volume mésoporeux, c'est-à-dire contenu dans les pores de diamètre compris entre 2 et 50 nm, bornes incluses, tel que mesuré par intrusion au porosimètre à mercure, supérieur ou égal à 0,75 ml/g et de préférence supérieur ou égal à 0,8 ml/g.

Le volume poreux total de l’alumine mésoporeuse préparée selon l’invention et dudit support, mesuré par porosimétrie au mercure est avantageusement supérieur à 0,75 ml/g et de préférence supérieur à 0,8 et de manière préférée supérieur à 0,85 ml/g.

Le volume des pores contenu dans les pores de diamètre compris entre 2 et 5 nm de l’alumine mésoporeuse préparée selon l’invention et dudit support, tel que mesuré par intrusion au porosimètre à mercure, est inférieur à 10%, de préférence inférieure à 5% du volume poreux total déterminé par porosimétrie mercure.

L'alumine mésoporeuse selon l'invention et ledit support comprennent généralement une proportion de macropores, définis comme les pores de diamètre compris supérieur à 50 nm, inférieure à 10%, de préférence inférieure à 5% du volume poreux total déterminé par porosimétrie mercure.

L'alumine mésoporeuse selon l'invention et ledit support présentent généralement une surface spécifique supérieure à 200 m²/g et de préférence supérieure à 250 m²/g.

Préparation du catalyseur

Le catalyseur utilisé dans le procédé d'hydrotraitement selon l'invention est ensuite avantageusement obtenu par ajout des éléments constituant la phase active.

Les éléments du groupes VIB et/ou du groupe VIII et éventuellement au moins un élément dopant choisi parmi le bore, le silicium, le fluor et le phosphore et éventuellement les éléments des groupes IVB, ou IB dans le cas où la phase active contient du nickel réduit, et éventuellement au moins un additif organique peuvent être éventuellement introduits, tout ou partie, à toute étape de la préparation, au cours de la synthèse du support, de préférence lors de la mise en forme du support, ou de manière très préférée après la mise en forme du support par toute méthode connue de l'homme du métier. Ils peuvent être introduits après la mise en forme du support et ce après ou avant le séchage et la calcination du support et de préférence après l'étape de calcination du support mis en forme.

Selon un mode préféré de la présente invention, tout ou partie des éléments du groupe VIB et/ou du groupe VIII, et éventuellement au moins un élément dopant choisi parmi le bore, le silicium et le phosphore et éventuellement les éléments des groupes IVB, ou IB dans le cas ou la phase active contient du nickel réduit, et éventuellement au moins un additif organique, peuvent être introduits au cours de la mise en forme du support, par exemple, lors de l'étape de malaxage extrusion de la poudre séchée obtenue.

Selon un autre mode préféré de la présente invention, tout ou partie des éléments du groupe VIB et/ou du groupe VIII et éventuellement au moins un élément dopant choisi parmi le bore, le silicium et le phosphore et éventuellement les éléments des groupes IVB, ou IB dans le cas ou la phase active contient du nickel réduit, et éventuellement au moins un additif organique, peuvent être introduits par une ou plusieurs opérations d'imprégnation du support mis en forme et calciné, par une solution contenant les précurseurs desdits éléments. D'une façon préférée, le support est imprégné par une solution aqueuse. L'imprégnation du support est de préférence effectuée par la méthode d'imprégnation dite à sec bien connue de l'homme du métier dans lequel on introduit juste la quantité d'éléments désirés sous forme de sels solubles dans le solvant choisi, par exemple de l'eau déminéralisée, de façon à remplir aussi exactement que possible la porosité du support.

Dans le cas ou le catalyseur utilisé dans le procédé d'hydrotraitement selon la présente invention contient au moins un métal non noble du groupe VIII, les métaux du groupe VIII sont de préférence introduits par une ou plusieurs opérations d'imprégnation du support mis en forme et calciné, après ceux du groupe VIB ou en même temps que ces derniers.

Dans le cas où le catalyseur utilisé dans le procédé d'hydrotraitement selon la présente invention contient au moins un additif organique, les additifs organiques sont de préférence introduits par une ou plusieurs opérations d'imprégnation du support mis en forme et calciné, après ceux des groupes VIB et VIII et séchage partiel ou en même temps que ces derniers.

Selon un autre mode préféré de la présente invention, le dépôt des éléments du groupe IVB ou du groupe IB peut aussi être réalisé de manière simultanée en utilisant par exemple une solution contenant un sel de d'étain ou un sel de cuivre.

Selon un autre mode préféré de la présente invention, le dépôt de bore et de silicium peut aussi être réalisé de manière simultanée en utilisant par exemple une solution contenant un sel de bore et un composé du silicium de type silicone.

Lorsqu’au moins un élément dopant, P et/ou B et/ou Si, est introduit, sa répartition et sa localisation peuvent être déterminées par des techniques telles que la microsonde de Castaing (profil de répartition des divers éléments), la microscopie électronique par transmission couplée à une analyse EDX (analyse dispersive en énergie) des composants du catalyseur, ou bien encore par l’établissement d’une cartographie de répartition des éléments présents dans le catalyseur par microsonde électronique.

Par exemple, parmi les sources de molybdène et de tungstène, on peut utiliser les oxydes et hydroxydes, les acides molybdiques et tungstiques et leurs sels en particulier les sels d'ammonium tels que le molybdate d'ammonium, l'heptamolybdate d'ammonium, le tungstate d'ammonium, l'acide phosphomolybdique, l'acide phosphotungstique et leurs sels, l'acide silicomolybdique, l'acide silicotungstique et leurs sels. On utilise de préférence les oxydes et les sels d'ammonium tels que le molybdate d'ammonium, l'heptamolybdate d'ammonium et le tungstate d'ammonium.

Les sources d'éléments du groupe VIII non nobles qui peuvent être utilisées sont bien connues de l'homme du métier. Par exemple, pour les métaux non nobles on utilisera les nitrates, les sulfates, les hydroxydes, les phosphates, les halogénures comme par exemple, les chlorures, les bromures et les fluorures, les carboxylates comme par exemple les acétates et les carbonates.

Le ou les élément(s) promoteur(s) choisi(s) dans le groupe formé par le silicium, le bore et le phosphore peuvent avantageusement être introduits par une ou plusieurs opérations d'imprégnation avec excès de solution sur le précurseur calciné.

La source de bore peut avantageusement être l'acide borique, de préférence l'acide orthoborique H₃BO₃, le biborate ou le pentaborate d'ammonium, l'oxyde de bore, les esters boriques. Le bore peut par exemple être introduit sous la forme d'un mélange d'acide borique, d'eau oxygénée et un composé organique basique contenant de l'azote tels que l'ammoniaque, les amines primaires et secondaires, les amines cycliques, les composés de la famille de la pyridine et des quinoléines et les composés de la famille du pyrrole. Le bore peut être introduit par exemple par une solution d'acide borique dans un mélange eau/alcool.

La source de phosphore préférée est l'acide orthophosphorique H₃PO₄, mais ses sels et esters comme les phosphates d'ammonium conviennent également. Le phosphore peut par exemple être introduit sous la forme d'un mélange d'acide phosphorique et un composé organique basique contenant de l'azote tels que l'ammoniaque, les amines primaires et secondaires, les amines cycliques, les composés de la famille de la pyridine et des quinoléines et les composés de la famille du pyrrole.

De nombreuses sources de silicium peuvent avantageusement être employées. Ainsi, on peut utiliser l'orthosilicate d'éthyle Si(OEt)₄, les siloxanes, les polysiloxanes, les silicones, les émulsions de silicones, les silicates d'halogénures comme le fluorosilicate d'ammonium (NH₄)₂SiF₆ ou le fluorosilicate de sodium Na₂SiF₆. L'acide silicomolybdique et ses sels, l'acide silicotungstique et ses sels peuvent également être avantageusement employés. Le silicium peut avantageusement être ajouté par exemple par imprégnation de silicate d'éthyle en solution dans un mélange eau/alcool. Le silicium peut être ajouté par exemple par imprégnation d'un composé du silicium de type silicone ou l’acide silicique mis en suspension dans l'eau.

Les sources d'élément du groupe IB qui peuvent être utilisées sont bien connues de l'homme du métier. Par exemple, parmi les sources de cuivre, on peut utiliser le nitrate de cuivre Cu(NO₃)₂.

Les sources d'éléments du groupe IVB qui peuvent être utilisées sont bien connues de l'homme du métier. Par exemple, parmi les sources d'étain, on peut utiliser le chlorure d'étain SnCI₂.

Le catalyseur utilisé dans le procédé d'hydrotraitement selon l'invention peut avantageusement être additivé. Dans ce cas, au moins un additif organique est ajouté comme défini précédemment et de préférence introduit dans la solution d'imprégnation contenant les précurseurs de la phase active ou dans une étape ultérieure d'imprégnation.

Ledit catalyseur présente avantageusement une surface spécifique BET comprise entre 50 et 450 m²/g, de préférence comprise entre 50 et 300 m²/g, de manière préférée comprise entre 100 et 300 m²/g et de manière très préférée comprise entre 100 et 250 m²/g.

De préférence, ledit catalyseur présente un volume poreux total (VPT) mesuré par porosimétrie à l’azote compris entre 0,1 et 0,6 mL/g et de manière préférée compris entre 0,2 et 0,5 mL/g.

De préférence, ledit catalyseur présente un diamètre de pores mesuré par porosimétrie à l’azote compris entre 9,0 et 13nm, et de manière préférée compris entre 9,5 et 12,0 nm.

De préférence, ledit catalyseur présente une densité de remplissage tassée (DRT) comprise entre 0,65 et 0,80 ml_/g et de manière préférée compris entre 0,70 et 0,80 mL/g.

L’invention est illustrée par les exemples suivants qui ne présentent, en aucun cas, un caractère limitatif.

Exemples:

Exemple 1 : préparation d’un support AL-1 selon l’invention :

On réalise la synthèse d'un gel d'alumine selon un procédé de préparation conforme à l'invention dans un réacteur de 7L et une suspension finale de 5L en 3 étapes, deux étapes de précipitation suivie d'une étape de mûrissement.

La concentration finale en alumine visée est de 45g/L. La quantité d'eau ajoutée dans le réacteur est de 3267 ml. L’agitation est de 350 rpm tout au long de la synthèse.

Une première étape de co-précipitation dans de l'eau, de sulfate d'aluminium AI₂(SO₄) et d'aluminate de sodium NaAlOO est réalisée à 30°C et pH=9,5 pendant une durée de 8 minutes. Les concentrations des précurseurs d'aluminium utilisées sont les suivantes : AI₂(SO₄)= à 102g/L en AI₂O₃ et NaAlOO à 155g/L en AI₂O₃.

Une solution de sulfate d'aluminium AI₂(SO₄) est ajoutée en continu pendant 8 minutes à un débit de 69,6 ml/min à une solution d'aluminate de sodium NaAlOO à un débit de 84,5 ml/min selon un ratio débit base/acide = 1,84 de manière à ajuster le pH à une valeur de 9,5. La température du milieu réactionnel est maintenue à 30O.

Une suspension contenant un précipité d'alumine est obtenue.

La concentration finale en alumine visée étant de 45g/L, le débit des précurseurs sulfate d'aluminium AI₂(SO₄) et aluminate de sodium NaAlOO contenant de l'aluminium introduit dans la première étape de précipitations sont respectivement de 69,6 ml/min et 84,5 ml/min.

Ces débits de précurseurs acide et basique contenant de l'aluminium permettent d'obtenir à l'issue de la première étape de précipitation un taux d'avancement de 72%.

La suspension obtenue est ensuite soumise à une montée en température de 30 à 68°C.

Une deuxième étape de co-précipitation de la suspension obtenue est ensuite réalisée par ajout de sulfate d'aluminium AI₂(SO₄) à une concentration de 102g/L en AI₂O₃ et d'aluminate de sodium NaAlOO à une concentration de 155g/L en AI₂O₃. Une solution de sulfate d'aluminium AI₂(SO₄) est donc ajoutée en continu à la suspension chauffée obtenue à l'issue de la première étape de précipitation pendant 30 minutes à un débit de 7,2 ml/min à une solution d'aluminate de sodium NaAlOO selon un ratio de débit base/acide = 1,86 de manière à ajuster le pH à une valeur de 9. La température du milieu réactionnel dans la deuxième étape est maintenue à 68°C.

Une suspension contenant un précipité d'alumine est obtenue.

La concentration finale en alumine visée étant de 45g/L, le débit des précurseurs sulfate d'aluminium AI₂(SO₄) et aluminate de sodium NaAlOO contenant de l'aluminium introduit dans la deuxième étape de précipitations sont respectivement de 7,2 ml/min et de 8,8 ml/min.

Ces débits de précurseurs acide et basique contenant de l'aluminium permettent d'obtenir à l'issue de la deuxième étape de précipitation un taux d'avancement de 28%.

La suspension obtenue est ensuite soumise à une montée en température de 68 à 90°C.

La suspension subit ensuite une étape de traitement hydrothermal dans laquelle elle est maintenue à 90°C pendant 60 minutes.

La suspension obtenue est ensuite filtrée par déplacement d'eau sur un outil type Buchner fritté et le gel d'alumine obtenu est lavé 3 fois avec 5 L d'eau distillée.

Les caractéristiques du gel d'alumine ainsi obtenu sont résumées dans le tableau 1.

Tableau 1 : caractéristiques du gel d'alumine obtenu selon l'exemple 1.

	Exemple 1 :
Indice de dispersibilité Ta=10% (%)	100
Taille (020) (nm)	2,8
Taille (120) (nm)	3,5
Sodium Na (%)	0,074
Soufre S (%)	0,0364

Un gel d’alumine présentant un indice de dispersibilité de 100% est ainsi obtenu.

Le vide est ensuite augmenté sur le même bâti de filtration à une température de 20°C et pendant une durée de 24h, c’est-à-dire que le vide est poussé afin de sécher le gâteau et de passer d’une PAF de 85% à 59%.

Le gâteau de gel d’alumine ayant une PAF de 59% poids est ensuite introduit dans un malaxeur de type Brabender. 2 ml d’eau sont introduit dans le malaxeur, pendant un malaxage à 20 tours/min. Aucun acide ni aucune base ne sont introduits dans le malaxeur. Le malaxage est poursuivi pendant 15 minutes.

La pâte obtenue est ensuite extrudée à travers une filière trilobée de 2 mm de diamètre.

Les extrudés obtenus sont séchés à 100°C pendant une nuit, puis calcinés 2h à 550°C sous flux d'air humide contenant une teneur en eau de 6% volume, en four tubulaire.

Les caractéristiques de l’alumine obtenue sont données dans le tableau 3.

Exemple 2 préparation d’un support AL-2 selon l’invention :

Un gel d’alumine est préparé comme dans l’exemple 1 jusqu’à l’étape de séchage.

Le gâteau de gel d’alumine séché a une PAF de 59% poids.

Le gâteau de gel d’alumine ayant une PAF de 59% poids est ensuite introduit dans un malaxeur de type Brabender. De l'eau acidifiée avec de l'acide nitrique à un taux d'acide total de 2 %, exprimé en poids par rapport à la masse de gel séché introduit dans le malaxeur, est ajoutée en 10 minutes, pendant un malaxage à 20 tours/min. Le malaxage acide est poursuivi pendant 5 minutes. Une étape de neutralisation est ensuite réalisée par ajout d'une solution ammoniacale dans le malaxeur, à un taux de neutralisation de 50%, exprimé en poids d'ammoniaque par rapport à la quantité d'acide nitrique introduit dans le malaxeur pour l'étape d'acidification. Le malaxage est poursuivi pendant 3 minutes.

Les caractéristiques de l’alumine obtenue sont données dans le tableau 3.

Exemple 3 préparation d’un support AL-3 comparatif :

L’exemple 3 est comparatif en ce que le gel d’alumine est mis en forme par extrusion en présence d’un taux d’acide élevé et en dehors de la gamme revendiquée : 7% poids.

Le gâteau de gel d’alumine séché a une PAF de 59% poids.

Le gel d'alumine séché est introduit dans un malaxeur de type Brabender. De l'eau acidifiée avec de l'acide nitrique à un taux d'acide total de 7 %, exprimé en poids par rapport à la masse de gel séché introduit dans le malaxeur, est ajoutée en 10 minutes, pendant un malaxage à 20 tours/min. Le malaxage acide est poursuivi pendant 5 minutes. Une étape de neutralisation est ensuite réalisée par ajout d'une solution ammoniacale dans le malaxeur, à un taux de neutralisation de 20%, exprimé en poids d'ammoniaque par rapport à la quantité d'acide nitrique introduit dans le malaxeur pour l'étape d'acidification. Le malaxage est poursuivi pendant 3 minutes.

Les caractéristiques de l’alumine obtenue sont données dans le tableau 3.

Exemple 4 : préparation d’un support AL-4 comparatif :

L’exemple 4 est non conforme à l’invention en ce que une alumine est préparée comme dans l’exemple 1 à la différence près que l’étape de séchage est mise en oeuvre de manière conventionnelle, à savoir par le procédé de séchage par l’atomisation.

Un gel d’alumine est préparé comme dans l’exemple 1 jusqu’à l’étape de filtration. Le gel d’alumine obtenu présente les mêmes caractéristiques que le gel d’alumine obtenu dans l’exemple 1 et résumées dans le tableau 1.

Le gâteau de gel d’alumine filtré est ensuite séché par atomisation afin d’obtenir une poudre finale. Le séchage par atomisation permet de passer d’une PAF du gâteau de 85% poids à une poudre ayant une PAF de 30% poids.

La pâte obtenu à l’issu de l’étape d), est remise en suspension dans l’eau. Elle est ensuite pulvérisée en fine gouttelettes dans une enceinte cylindrique verticale au contact d’un courant de gaz chaud afin d’évaporer l’eau selon le principe bien connu de l’homme du métier. La poudre obtenue est entraînée par le flux de chaleur jusqu’à un cyclone ou un filtre à manche qui vont séparer le gaz de la poudre.

L'atomisation est réalisée selon le protocole opératoire décrit dans la publication Asep Bayu Dani Nandiyanto, Kikuo Okuyama, Advanced Powder Technology, 22, 1-19, 2011.

La température d’entrée du gaz sec est de 250°C et celle de sortie du gaz humide est d’environ 120°C.

La mise en forme de la poudre obtenue est ensuite mise en oeuvre dans les mêmes conditions que celles de l’exemple 1.

La poudre de PAF de 30% poids est ensuite introduite dans un malaxeur de type Brabender. 25 ml d’eau sont introduit dans le malaxeur, pendant un malaxage à 20 tours/min. Aucun acide ni aucune base ne sont introduits dans le malaxeur. Le malaxage est poursuivi pendant 15 minutes.

Les caractéristiques de l’alumine obtenue sont données dans le tableau 3.

Exemple 5 préparation d’un support AL-5 comparatif :

On réalise la synthèse d'un gel d'alumine selon un procédé de préparation non-conforme en ce que le procédé de préparation selon l'exemple 3 la première étape de précipitation a) ne produit pas une quantité d'alumine supérieure à 40% par rapport à la quantité totale d'alumine formée à l'issue de la deuxième étape de précipitation.

La synthèse est réalisée dans un réacteur de 7L et une suspension finale de 5L en 2 étapes de précipitation. La quantité d'eau ajoutée dans le réacteur est de 3868 ml.

La concentration finale en alumine visée est de 30g/l.

Une première étape de co-précipitation de sulfate d'aluminium AI₂(SO₄) et d'aluminate de sodium NaAlOO est réalisée à 30°C et pH=9,3 pendant une durée de 8 minutes. Les concentrations des précurseurs d'aluminium utilisées sont les suivantes : AI₂(SO₄)= à 102g/l en AI₂O₃ et NaAlOO à 155g/l en AI₂O₃. L’agitation est de 350 rpm tout au long de la synthèse.

Une solution de sulfate d'aluminium AI₂(SO₄) est ajoutée en continu pendant 8 minutes à un débit de 19,6 ml/min à une solution d'aluminate de sodium NaAlOO selon un ratio massique base/acide = 1,80 de manière à ajuster le pH à une valeur de 9,3. La température du milieu réactionnel est maintenu à 30°C.

Une suspension contenant un précipité d'alumine est obtenue.

La concentration finale en alumine visée étant de 30g/l, le débit des précurseurs sulfate d'aluminium AI₂(SO₄) et aluminate de sodium NaAlOO contenant de l'aluminium introduit dans la première étape de précipitations sont respectivement de 9,8 ml/min et de 11,65 ml/min.

Ces débits de précurseurs acide et basique contenant de l'aluminium permettent d'obtenir à l'issue de la première étape de précipitation un taux d'avancement de 15%.

La suspension obtenue est ensuite soumise à une montée en température de 30 à 57°C.

Une deuxième étape de co-précipitation de la suspension obtenue est ensuite réalisée par ajout de sulfate d'aluminium AI₂(SO₄) à une concentration de 102 g/l en AI₂O₃ et d'aluminate de sodium NaAlOO à une concentration de 155 g/l en AI₂O₃. Une solution de sulfate d'aluminium AI₂(SO₄) est donc ajoutée en continu à la suspension chauffée obtenue à l'issue de la première étape de précipitation pendant 30 minutes à un débit de 12,8 ml/min à une solution d'aluminate de sodium NaAlOO selon un ratio massique base/acide = 1,68 de manière à ajuster le pH à une valeur de 8,7. La température du milieu réactionnel dans la deuxième étape est maintenue à 57°C.

Une suspension contenant un précipité d'alumine est obtenue.

La concentration finale en alumine visée étant de 30g/l, le débit des précurseurs sulfate d'aluminium AI₂(SO₄) et aluminate de sodium NaAlOO contenant de l'aluminium introduit dans la deuxième étape de précipitation sont respectivement de 15,5 ml/min et 17,1 ml/min.

Ces débits de précurseurs acide et basique contenant de l'aluminium permettent d'obtenir à l'issue de la deuxième étape de précipitation un taux d'avancement de 85%.

La suspension obtenue est ensuite filtrée par déplacement d'eau sur un outil type Buchner fritté et le gel d'alumine obtenu est lavé 3 fois avec 5 I d'eau distillée à 70°C.

Les caractéristiques du gel d'alumine ainsi obtenu sont résumées dans le tableau 2.

Tableau 2 : caractéristiques du gel d'alumine obtenu selon l'exemple 5.

	Exemple 2
Indice de dispersibilité Ta=10% (%)	40
Taille (020) (nm)	2,9
Taille (120) (nm)	4,1
Sodium Na (ppm)	0,011
Soufre S (ppm)	0,057

Un gel présentant un indice de dispersibilité de 40% est ainsi obtenu.

Le vide est ensuite augmenté sur le même bâti de filtration à une température de 20°C et pendant une durée de 24h, c’est-à-dire que le vide est poussé afin de sécher le gâteau et de passer d’une PAF de 85% à 58% poids.

Le gâteau de gel d’alumine ayant une PAF de 58% poids est ensuite introduit dans un malaxeur de type Brabender. 2 ml d’eau sont introduit dans le malaxeur, pendant un malaxage à 20 tours/min. Aucun acide ni aucune base ne sont introduits dans le malaxeur. Le malaxage est poursuivi pendant 15 minutes.

La pâte obtenue est ensuite extrudée à travers une filière de 2 mm trilobée.

Les caractéristiques de l’alumine obtenue sont données dans le tableau 3.

Exemple 6: caractéristiques texturales des supports préparés dans les exemples 1 à 5

La distribution poreuse de l'alumine obtenue est caractérisée par intrusion au porosimètre à mercure selon la norme ASTM D4284-83 à une pression maximale de 4000 bar, utilisant une tension de surface de 484 dyne/cm et un angle de contact de 140°.

La surface spécifique est mesurée par porosimétrie azote. L'absence de microporosité est vérifiée par porosimétrie azote.

Les caractéristiques des alumines obtenues sont résumées dans le tableau 3.

Tableau 3 : Texture des supports d’alumine obtenus par calcination à 550 °C

Exemple	AL-1 Selon l’invention	AL-2 Selon l’invention	AL-3 comparatif	AL-4 comparatif	AL-5 comparatif
Surface BET (m³/g)	300	290	250	290	265
Volume poreux total Hg (cm³/g)	0,90	0,83	0,60	0,50	0,68
Volume mésoporeux Hg (cm³/g)	0,88	0,81	0,59	0,045	0,63
Volume macroporeux Hg (cm³/g)	0,02	0,02	0,01	0,05	0,05
Dp mésoporeux à dV/dDp max (nm)	11,7	10	7	4,0	7
DRT support (g/cc)	0,52	0,55	0,62	0,66	0,58

Exemple 7 : Préparation des catalyseurs C2 (conforme) et C4 (non conforme), à partir respectivement des supports alumines AL-2 et AL-4.

A partir des supports d'alumine AL-2 et AL-4, et qui se présentent sous la forme d'extrudés, on prépare respectivement les catalyseurs C2 et C4 en ajoutant du nickel, du molybdène et du phosphore. La solution d'imprégnation est préparée par dissolution à chaud de l'oxyde de molybdène (21,5g) et d'hydroxyde de nickel (5,4g) dans le solution d'acide phosphorique (8,2g) en solution aqueuse. Après imprégnation à sec des supports AL-2 et AL-4 les extrudés sont laissés à maturer en atmosphère saturée en eau pendant 12h, puis ils sont séchés une nuit à 90°C. La calcination du précurseur catalytique à 450°C pendant 2h conduit respectivement aux catalyseurs calcinés C2 et C4. La composition finale des catalyseurs C2 et C4 exprimée sous forme d'oxydes est alors la suivante : Mo0₃ = 21,5 +/0,2 (% en poids), NiO = 4,3 +/- 0,1 (% en poids) et P₂O₅ = 5,0 +/-0,1 (%en poids). Les principales caractéristiques des catalyseurs figurent dans le tableau 4.

Tableau 4 : Caractéristiques des catalyseurs C2 et C4.

	C2	C4
Surface BET (m²/q)	198	175
VPT (Ρ/Ρ0 max isotherme N₂)	0,49	0,40
Diamètre à Vméso/2 (nm)	10,9	7,5
DRT catalyseur (g/cc)	0,78	0,92
Quantité de Mo0₃ par unité de volume (mmol MoQ₃/cc catalyseur)	1,17	1,37

Exemple 8 : Préparation des catalyseurs C1' (conforme), C2' (conforme), C3' (nonconforme), C4' (non-conforme) et C5' (non-conforme) à partir respectivement des supports alumines AL-1, AL-2, AL-3, AL-4 et AL-5.

A partir des supports d'alumine AL-1, AL-2, AL-3, AL-4 et AL-5 et qui se présentent sous la forme d'extrudés, on prépare respectivement les catalyseurs C1', C2', C3', C4' et C5' en ajoutant du nickel, du cobalt, du molybdène et du phosphore. La solution d'imprégnation est préparée par dissolution à chaud de l'oxyde de molybdène (18,0g), de carbonate de cobalt (4,95g) et d'hydroxyde de nickel (1,3g) dans le solution d'acide phosphorique (8,1g) en solution aqueuse. Après imprégnation à sec des supports AL-1, AL-2, AL-3, AL-4 et AL-5, les extrudés sont laissés à maturer en atmosphère saturée en eau pendant 12h, puis ils sont séchés une nuit à 90°C. La calcination du précurseur catalytique à 450°C pendant 2h conduit respectivement aux catalyseurs calcinés C1', C2', C3', C4' et C5'. La composition finale des catalyseurs C1', C2', C3', C4' et C5' exprimée sous forme d'oxydes est alors la suivante : Mo0₃ = 18,0 +/- 0,2 (% en poids), NiO = 1,0 +/- 0,1 (% en poids), CoO = 3,1 +/0,1 (% en poids) et P₂O₅ = 4,9 +/-0,1 (%en poids). Les principales caractéristiques des catalyseurs figurent dans le tableau 5.

Tableau 5 : Caractéristiques des catalyseurs C1 ', C2', C3', C4' et C5'

	C1'	C2'	C3'	C4'	C5'
Surface BET (m²/q)	198	170	156	175	157
VPT (Ρ/Ρ0 max isotherme N₂)	0,49	0,46	0,41	0,40	0,42
Diamètre à Vméso/2 (nm)	10,9	9,5	9,2	7,5	9,1
DRT catalyseur (g/cc)	0,75	0,79	0,83	0,87	0,84
Quantité de Mo0₃ par unité de volume (mmol MoÔ₃/cc catalyseur	0,38	0,88	1,04	1,09	1,05

Exemple 9 : Évaluation des performances catalytiques des catalyseurs C2 et C4 en tests sur charges réelles dans le cas d'un procédé d'hydrotraitement d'une charge distillât sous vide (DSV) placé en amont d'une unité d'hvdrocraguaqe

Les catalyseurs C2 (conforme) et C4 (non conforme) précédemment décrits ont été comparés en hydrotraitement d’une coupe distillât sous vide.

Les catalyseurs C2 et C4 sont préalablement sulfurés, à l'aide d'une charge gazole de type straight run (densité 0,863 g/cm³, 1200 ppm de soufre organique, 140 ppm d'azote), additivé de 4% de DMDS évolution®. Le débit de ladite charge en entrée de réacteur est de 18 cm³/h (à 15°C), le débit d'hydrogène en entrée de réacteur est de 19,8 NL/h, et la pression est de 140 bars (14 MPa) en sortie. Le réacteur est également soumis à une montée en température sous débit liquide et gaz de la température ambiante à 350°C à une vitesse de 12°C/h (palier de 6h à 350O).

Conditions de test

La charge utilisée est un distillât sous vide et a une TMP de 460°C C (T5%= 372O, T50%= 457O, T70%= 483O), de densité 0,9145 g/mL à 15°C, contenant 1,98% de soufre, 1357 ppm d'azote dont 403 ppm d'azote basique, et d'indice de réfraction 1,4903. Le test des catalyseurs s'effectue à des températures de réaction de 370O, 380°C et 390°C après sulfuration des catalyseurs. Le débit de charge en entrée de réacteur est de 18 cm³/h (à 15°C), le débit d'hydrogène en entrée de réacteur est de 19,8 NL/h et la pression est de 140 bar (14 MPa) en sortie. Les catalyseurs sont testés à iso-volume en utilisant un réacteur pilote contenant 9 mL de catalyseur. Après stabilisation du réacteur pendant environ 150 h à 370O, les mesures d'activités se font à 380°C et 390°C en régime stabilisé (pendant 100h). Les effluents sont analysés en terme de teneurs en azote organique, en densité, indice de réfraction et par distillation simulée. Les valeurs de carbone aromatique sont obtenues avec la méthode ASTM 3238-95 dite n-d-M.

Tableau 6 : Résultats des tests catalytiques

	Azote organique (ppm)	Carbone aromatique (%)
370 °C	380 °C	390 °C	370 °C	380 °C	390 °C
C2 conforme	132	59	18	9,9	9,0	7,7
C4 non conforme	198	91	27	10,2	9,2	8,0

Le tableau 6 montre qu'avec l'utilisation du catalyseur C2 (conforme à l'invention) à une même température de test, la quantité d'azote organique restante dans les effluents est plus faible que lors de l'utilisation du catalyseur C4 (non-conforme), et donc que le catalyseurs

C2 est plus actifs en hydrodéazotation de distillât sous vide que le catalyseur C4. Le tableau montre également qu'à même température de test, les effluents issus du test du catalyseur C2 contiennent une plus faible proportion de carbones aromatiques que lors de l'utilisation du catalyseur C4, et donc que le catalyseur C2 est plus actifs en hydrogénation de distillât sous vide que le catalyseur C4. Donc, le tableau montre que de manière surprenante, le catalyseur C2 (conforme), bien que contenant à isovolume une quantité de phase active inférieure à celle du catalyseur C4 (non-conforme), a une activité supérieure en HDN & HDA.

Exemple 10 : Évaluation des performances catalytiques des catalyseurs C1 C2', C3', C4' et C5' en tests sur charges réelles dans le cas d'un procédé d'hydrotraitement d'une charge distillât sous vide (DSV) placé en amont d'une unité de craquaqe catalytique en lit fluidisé.

Les catalyseurs C1 ' (conforme), C2' (conforme), C3' (non conforme), C4' (non conforme) et C5' (non conforme) précédemment décrits ont été comparés en hydrotraitement d’une coupe distillât sous vide.

Les catalyseurs C1 ', C2', C3', C4' et C5' sont préalablement sulfurés, à l'aide d'une charge gazole de type straight run (densité 0,863 g/cm³, 1200 ppm de soufre organique, 140 ppm d'azote), additivé de 4% de DMDS évolution®. Le débit de charge en entrée de réacteur est de 9 cm³/h (à 15°C), le débit d'hydrogène en entrée de réacteur est de 2,25 NL/h, et la pression est de 70 bar en sortie. Le réacteur est également soumis à une montée en température sous débit liquide et gaz de la température ambiante à 350°C à une vitesse de 12°C/h (palier de 6h à 350O).

Conditions de test

La charge utilisée est un distillât sous vide et a une TMP de 460°C C (T5%= 372O, T50%= 457°C, T70%= 483°C), de densité 0,9145 g/mL à 15°C, contenant 1,98% de soufre, 1357 ppm d'azote dont 403 ppm d'azote basique, et d'indice de réfraction 1,4903. Le test des catalyseurs s'effectue à des températures de réaction de 360O, 375°C et 390°C après sulfuration des catalyseurs. Débit de charge en entrée de réacteur de 9 cm³/h (à 15°C), débit d'hydrogène en entrée de réacteur de 2,25 NL/h, pression de 70 bar en sortie. Les catalyseurs sont testés à iso-volume en utilisant un réacteur pilote contenant 9 mL de catalyseur. Après stabilisation du réacteur pendant environ 150 h à 360O, les mesures d'activités se font à 375°C et 390°C en régime stabilisé (pendant 100h). Les effluents sont analysés en terme de teneurs en soufre et en azote organique résiduels dans les effluents.

Tableau 7 : Résultats des tests catalytiques

	Soufre organique (ppm)	Azote organique (ppm)
360 °C	375 °C	390 °C	360 °C	375 °C	390 °C
CT conforme	993	375	124	743	515	302
C2' conforme	1010	398	142	809	575	360
C3' non conforme	1020	401	143	812	601	363
C4' non conforme	1117	440	158	856	632	417
C5' non conforme	1032	424	152	839	615	382

Le tableau 7 montre que de manière surprenante, les catalyseurs CT et C2' (conforme à 5 l'invention) sont légèrement plus actifs que les catalyseurs C3', C4' et C5' (non conforme).

Le tableau montre qu’à même température de test la quantité de soufre organique dans les effluents du test des catalyseurs CT et C2’ est plus faible que lors de l'utilisation des catalyseurs C3', C4' et C5', et donc que les catalyseurs CT et C2' sont plus actifs en hydrodésulfuration de distillât sous vide que les catalyseurs C3', C4' et C5'. Le tableau 10 montre également qu'à même température de test, les effluents issus du test des catalyseurs CT et C2' contiennent une plus faible proportion d'azote organique que lors de l'utilisation des catalyseurs C3', C4' et C5' et donc que les catalyseurs CT et C2' sont plus actifs en hydrodéazotation de distillât sous vide que les catalyseurs C3', C4' et C5'. Le tableau montre bien que bien que contenant à isovolume une quantité de phase active 15 inférieure à celles des catalyseur C3', C4' et C5' (non-conforme), les catalyseurs CT et C2' sont légèrement plus actifs.

Claims

1. Procédé d'hydrotraitement d'au moins une charge hydrocarbonée présentant une température moyenne pondérée (TMP) supérieure à 380 °C, opérant à une température comprise entre 250°C et 430 °C, à une pression totale comprise entre 3 MPa et 20 MPa avec un ratio volume d’hydrogène par volume de charge hydrocarbonée compris entre 200 et 2000 litres par litre et à une Vitesse Volumique Horaire (WH) définie par le rapport du débit volumique de charge hydrocarbonée liquide par le volume de catalyseur chargé dans le réacteur comprise entre 0,3 et 5 h’¹, ledit procédé utilisant au moins un catalyseur comprenant au moins un métal du groupe VIB et/ou au moins un métal du groupe VIII de la classification périodique et un support comprenant une alumine mésoporeuse amorphe ayant un volume poreux total supérieur à 0,75 ml_/g, ladite alumine étant préparée selon au moins les étapes suivantes :

a) au moins une première étape de précipitation d’un gel d'alumine, en milieu réactionnel aqueux, d'au moins un précurseur basique choisi parmi l'aluminate de sodium, l'aluminate de potassium, l'ammoniaque, l'hydroxyde de sodium et l'hydroxyde de potassium et d'au moins un précurseur acide choisi parmi le sulfate d'aluminium, le chlorure d'aluminium, le nitrate d'aluminium, l'acide sulfurique, l'acide chlorhydrique, et l'acide nitrique, dans laquelle au moins l'un des précurseurs basique ou acide comprend de l'aluminium, le débit relatif des précurseurs acide et basique est choisi de manière à obtenir un pH du milieu réactionnel compris entre

8,5 et 10,5 et le débit du ou des précurseurs acide et basique contenant de l'aluminium est réglé de manière à obtenir un taux d'avancement de ladite première étape compris entre 40 et 100%, le taux d'avancement étant défini comme étant la proportion d'alumine formée en équivalent AI₂O₃ lors de ladite première étape de précipitation par rapport à la quantité totale d'alumine formée à l'issue de la ou des étapes de précipitation, ladite première étape de précipitation opérant à une température comprise entre 10 et 50 °C, et pendant une durée comprise entre 2 minutes et 30 minutes,

c) une étape de filtration de la suspension obtenue à l'issue de l'étape b) de traitement thermique, suivie d'au moins une étape de lavage du gel d'alumine obtenu,

2. Procédé selon la revendication 1 dans lequel ladite charge hydrocarbonée est choisie parmi les distillais sous vide, les effluents issus d’une unité de craquage catalytique FCC, les gazoles légers issus d'une unité de craquage catalytique, les huiles de coupe lourde, les effluents paraffiniques issus de la synthèse Fischer-Tropsch, les effluents issus de la distillation sous vide, les effluents issus de procédé de liquéfaction du charbon, les charges issues de la biomasse ou les effluents provenant de la conversion de charges issues de la biomasse, et les extraits aromatiques et les charges provenant d'unités d'extraction d'aromatiques, pris seuls ou en mélange.

3. Procédé selon l'une des revendications 1 ou 2 dans lequel les éléments du groupe VIII sont choisis parmi le cobalt et le nickel, pris seuls ou en mélange et les éléments du groupe VIB sont choisis parmi le tungstène et le molybdène, pris seuls ou en mélange.

4. Procédé selon l'une des revendications 1 à 3 dans lequel ledit procédé d'hydrotraitement est mis en oeuvre en amont d'une unité d'hydrocraquage de ladite charge hydrocarbonée à une température comprise entre 350 et 430°C, à une pression totale comprise entre 8 MPa et 20 MPa avec un ratio volume d’hydrogène par volume de charge hydrocarbonée compris entre 200 et 2000 litres par litre et à une Vitesse Volumique Horaire (WH) définie par le rapport du débit volumique de charge hydrocarbonée liquide par le volume de catalyseur chargé dans le réacteur comprise entre 0,5 et 5 h’¹.

5. Procédé selon l'une des revendications 1 à 3 dans lequel ledit procédé d'hydrotraitement est mis en oeuvre en amont d'une unité de craquage catalytique en lit fluidisé de ladite charge hydrocarbonée à une température comprise entre 250 et 420°C, à une pression totale comprise entre 3 MPa et 15 MPa avec un ratio volume d’hydrogène par volume de charge hydrocarbonée compris entre 200 et 2000 litres par litre et à une Vitesse Volumique Horaire (WH) définie par le rapport du débit volumique de charge hydrocarbonée liquide par le volume de catalyseur chargé dans le réacteur comprise entre 0,3 et 5 h’¹.

6. Procédé selon l'une des revendications 1 à 5 dans lequel ladite étape d) d’élimination d’au moins une partie de l’eau est mise en oeuvre à une température comprise entre 15 et 30°C et pendant une durée comprise entre 15 minutes et 24 heures.

7. Procédé selon l'une des revendications 1 à 6 dans lequel ladite étape d) d’élimination d’au moins une partie de l’eau est réalisée en étuve fermée et ventilée, ou en sécheur tunnel ou à bandes, par filtration poussée sous vide ou sous pression, par centrifugation, par séchage Infra Rouge, par séchage microonde, ou dans un malaxeur chauffant.

8. Procédé selon l'une des revendications 1 à 7 dans lequel ladite étape e) est réalisée avec un taux d'acide total, exprimé par rapport à la masse de gel séché introduit dans l’étape e) compris entre 0 et 3% et un taux de neutralisation exprimé en poids de base par rapport à la quantité d'acide introduit dans ladite étape e) compris entre 0 et 60%.

9. Procédé de préparation selon la revendication 8 dans lequel ladite étape e) est réalisée avec un taux d'acide total, exprimé par rapport à la masse de gel séché introduit dans l’étape e) compris entre 0 et 2% et un taux de neutralisation exprimé en poids de base par rapport à la quantité d'acide introduit dans ladite étape e) compris entre 0 et 35%.

10. Procédé selon l'une des revendications 1 à 9 dans lequel l’alumine mésoporeuse amorphe a un volume poreux total supérieur à 0,8 mL/g.

11. Procédé selon l'une des revendications 1 à 10 dans lequel le catalyseur présente une densité de remplissage tassée (DRT) comprise entre 0,65 et 0,80 mL/g.

12. Procédé selon la revendication 11 dans lequel le catalyseur présente une densité de remplissage tassée (DRT) comprise entre 0,70 et 0,80 mL/g.