‫اﻟﻤﻌﮭﺪ اﻟﺠﺰاﺋﺮي ﻟﻠﺒﺘﺮول‬
INSTITUT ALGERIEN DU PETROLE
Ecole de Boumerdes
UFR Gas, Refining and Petrochemistry
Projet professionnel de fin de formation
pour l’obtention d’un diplôme
de magister spécialisé en raffinage et pétrochimie
Thème :
Etude de la faisabilité du remplacement
de la vapeur de réchauffage des bacs de
stockage par un autre fluide caloporteur
au sein de l’unité des bitumes (RA1K)
Mr BOUTINE Djamel Eddine
Encadreur : Dr. M A MASRI
2013-2014
Résumé
Les conditions de stockage optimales sont nécessaires si on a voulu garder les spécifications du
nos produits finis intactes avant leur commercialisation.
Dans ce travail, on a fait un diagnostic sur les réchauffeurs à la vapeur des bacs de stockage du
bitume oxydé visqueux et qui présentent un mauvais maintien de la température. Les résultats
obtenus ont montrés qu’un faible débit du vapeur due à la sous-estimation de la quantité de
chaleur nécessaire est la cause du mauvais réchauffage.
Dans la deuxième partie, on a présenté différentes solutions possibles. On a trouvé que le
remplacement de la vapeur par la TORADA TC-32, ne va pas seulement résoudre le problème
du réchauffage insuffisant, mais il va porter multiples avantages pour l’exploitation de ces bacs.
Mots clés :
Bac, stockage, bitume, réchauffage, fluide caloporteur.
Remerciements & Dédicaces
Tout d’abord je remercie le Dieu tout puissant pour m’avoir donné, le
pouvoir, la force et la volonté pour réaliser ce travail.
J’adresse mes gratitudes à ma famille « mes parents, mes deux sœurs &
ma femme » Pour leur patience, compréhension, encouragement, aide et soutient
Je tiens à remercier mon encadreur pour avoir accepté de diriger mon
travail. Je remercie tous les enseignants de l’UFR GRP, permettez-moi d’exprime
ma profonde gratitude pour m’avoir fait bénéficier de vos profondes
connaissances scientifiques, de vos qualités humaines et morales ; j’ai apprécié
en vous l’esprit écoutant, jugeant, enseignant et conseillant.
Je tiens à remercier sincèrement tous le personnel de la raffinerie SKIKDA
pour m’avoir adopté, aidé et facilité le travail pendant le stage.
Enfin, je clos par des remerciements à tous ceux qui, de près ou de loin, ont
contribué à l’aboutissement de cette thèse ou à ceux qui lui accordent un intérêt,
aussi minime soit-il.
LISTE DES TABLEAUX
Tab
Titre
Page
01
02
03
04
05
06
07
Spécifications principales du BRI
Spécifications du Bitume routier 40/50
Spécifications du Bitume oxydé 85/25
Spécifications du Bunker-oïl
Spécifications du Bitume routier 80/100
Spécifications du Bitume oxydé 90/40
Débits de la production et conditions des produits aux limites de batterie
Caractéristiques principales de trois bruts utilisés pour la fabrication des
bitumes
Température de stockage des bitumes
Propriétés physico–chimiques de la TORADA TC 32
Avantages et inconvénients des différents modes de réchauffage
Géométrie des bacs du bitume oxydé construits par
"SNAMPROGETTI"
Conditions de stockage et météorologiques autour des bacs de stockage
Spécifications du fluide stocké « Bitume oxydé 85/25 »
Spécifications du dispositif du réchauffage construit par "TECNOFIN"
Spécifications de la vapeur MS utilisé pour le réchauffage
Caractéristiques de l’échangeur 70-E-101
Propriétés thermiques de l’huile TORADA TC-32 utilisée dans le
système Hot-Oil existant
Les capacités demandées pour la faisabilité du système de réchauffage
via Hot-oil
05
06
06
07
07
07
09
08
09
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
13
15
23
25
29
29
30
30
31
46
48
50
LISTE DES FIGURES
Numéro
01
02
03
04
05
06
07
08
09
10
11
12
13
14
15
Titre
Schéma présentatif du complexe RA1K après la réhabilitation et
l’adaptation
Schéma synoptique de l’unité U-70 -RA1/K
Schéma de l’unité U70 -RA1/K
Schéma de fabrication des bitumes par raffinage du pétrole
Fond d’un réservoir
Robe d'un réservoir
Toit fixe supporté
Toit fixe autoportant
Schéma de principe de fonctionnement d'une boucle de chauffage à
huile chaude
Serpentin de chauffe installé au fond des bacs de stockage
Pertes thermiques d'un réservoir
Coefficient de transfert convectif pour l’air
Formes de serpentin de chauffage des bacs
Circuit de la distribution d’huile chaude
Circuit d’huile chaude suggéré
Page
04
08
11
13
18
18
19
20
21
31
32
34
47
50
51
LISTE DES ABREVIATIONS:
BRI
DCS
HS
MS
LS
HC
MC
LC
U-70 / RA1K
brut routier importé
distributed controle système " en englais"
vapeur haute pression
vapeur moyenne pression
vapeur basse pression
condensat haute pression
condensat moyenne pression
condensat basse pression
unité de bitume / raffinerie de Skikda
LISTE DES SYMBOLES :
T
P
H
D/d
V
M/m
qV
C/c
A/S
Q
L
e
λ
h
R
U
υ
μ
η
ρ
t
v
Re
Nu
Pr
LC
température
pression
hauteur
diamètre
Volume ou capacité
masse ou débit massique
Débit volumqiue
chaleur spécifique
surface
quantité de chaleur ou puissance thermique
longueur ou distance
épaisseur
conductivité thermique
coefficient de transfert thermique par convection
résistance au transfert
coefficient global de transfert
viscosité cinématique
Viscosité dynamique
efficacité
masse volumique
temps
vitesse
nombre adimensionnel de Reynolds
nombre adimensionnel de Nusselt
nombre adimensionnel de Prandlt
chaleur latente de la condensation
SOMMAIRE
Remerciements & Dédicaces
Liste des tableaux
Liste des figures
Liste des abréviations et symboles
Sommaire
INTRODUCTION
01
CHAPITRE I : PRESENTATION DE LA RAFFINERIE DE SKIKDA
1- Implantation et réalisation
02
2- Présentation de différentes unités
02
3- Présentation de l'unité d'affectation «Unité de production et conditionnement des bitumes»
05
3-1- But de l’installation
05
3-2- Charge
05
3-3- Produits
06
3-4- Capacité de l’unité
08
3-5- Description du procédé de l’unité bitumes
09
CHAPITRE II : LES BITUMES
1- Généralités sur les bitumes
12
2- Procèdes de fabrication
12
2-1- Fabrication du bitume routier
13
A- Distillation directe
13
B- Désasphaltage au solvant
14
2-2- Fabrication du bitume oxydé
14
3- Description des essais et analyses liés au contrôle de marche de l’unité
14
4- But et principe du réchauffage
14
5- Conditions de stockage des bitumes
15
CHAPITRE III: LES RERSERVOIS DE STOCKAGE DES BITUMES
1- Stockage à la raffinerie RA1K
16
2- Rôle du stockage
16
3- Configuration des réservoirs de stockage
16
4-1- Bacs à toit fixe
16
4-2- Technologie et éléments de conception
17
4-2-1- Fond
17
4-2-2- Robe
18
4-2-3- Toit
19
CHAPITRE IV : FLUIDES DE RECHAUFFAGE DES BACS DE STOCKAGE
1- Fluides caloporteurs
21
2- Critères de choix d’un fluide caloporteur
22
3- Différents types de réchauffage
23
3-1- Réchauffage à huile chaude
23
3-2- Réchauffage à la vapeur d’eau
24
4- Comparaison entre les différents types de réchauffage
25
CHAPITRE V : ETUDE DU REMPLACEMENT DE LA VAPEUR DE RECHAUFFAGE
PAR L’HUILE TORADA TC-32
1- Exposé de la problématique
26
1-1- Problèmes rencontrés
26
1-2- Causes possibles du mauvais réchauffage à la vapeur
27
2- Procédure de vérification des performances des dispositifs de chauffe
28
2-1- Données de calcul
29
2-2- Vérification des performances
32
2-2-1- Pertes thermiques
32
2-2-2- Calcul du coefficient du transfert global par les corrélations
38
2-2-3- Diagnostic du mauvais réchauffage
41
2-2-4- Causes possibles du mauvais transfert de chaleur
42
3- Modification proposées
46
3-1- Garder la vapeur comme le fluide caloporteur utilisé
46
3-2- Remplacement de la vapeur par un autre fluide caloporteur
47
3-3-1- Changement de la forme du serpentin
47
3-3-1- Dimensionnement du serpentin
48
3-3-2- Source d’énergie
50
CONCLUSIONS
52
RECOMMANDATIONS
53
REFERENCES BIBLIOGRAPHIQUES
ANNEXES
Introduction
INTRODUCTION
Le stage pratique représente la dernière phase de notre formation de magistères spécialisés en
raffinage et pétrochimie, il prend son importance depuis l’application de tous les acquis
théoriques appris à l’institut et le faite que l’expérience pratique acquise pendant une durée de
6 mois peut être considéré comme le premier pas pour un succès dans notre future carrière dans
le domaine pétrolier.
Comme le titre de notre sujet implique, on va étudier deux axes principaux "le stockage et le
réchauffage" des bitumes à la raffinerie de Skikda. La politique énergétique impose de nos
jours, une utilisation optimale des installations qui se traduit par une économie d’énergie et des
matières premières, une des voies consommatrices de l’énergie dans la raffinerie est destinée
pour le maintien de la température lors du stockage des produits finis. Ainsi que les exigences
du marché nous poussent pour améliorer nos procédés pour avoir des produits avec meilleurs
spécifications, elles nous obligent aussi à garantir les conditions de stockage optimales afin de
garder leur qualité avant la commercialisation.
Le présent travail est divisé en deux grandes parties. Dans la première, on va présenter un aperçu
sur la raffinerie et l’unité d’affectation, un bilan bibliographique sur les bitumes et leurs
différents procédés de fabrication, la conception des bacs de stockage des bitumes et finalement
les différents modes de réchauffage utilisés dans l'industrie modernes.
En revanche, la seconde partie consiste dans un premier temps à donner les étapes et les
formules nécessaire pour la vérification d'un réchauffeur de bac. Puis, on est intéressé à l'étude
de la faisabilité d’utiliser un autre fluide caloporteur qui présente des avantages importants pour
résoudre le problème.
Une conclusion générale et des recommandations clôturent ce travail.
Page 1
Chapitre I
CHAPITRE I : PRESENTATION DE LA RAFFINERIE DE SKIKDA
Le complexe du raffinage de pétrole de SKIKDA, baptisé RA1/K, a pour mission de
transformer le pétrole brut provenant de Hassi-Messaoud avec une capacité de traitement
actuelle de 16,5 MM t/an, ainsi que 271.100 t/an de brut réduit importé.
1- Implantation et réalisation:
Cette raffinerie est située dans la zone industrielle à 7 km à l’est de Skikda et à 2 km de la mer,
elle est aménagée sur une superficie de 250 hectares avec un effectif à l’heure actuelle de 1600
travailleurs environ. Elle est alimentée en brut algérien par l’unité de transport est ETU de
Skikda. Le transport du pétrole brut est réalisé à l’aide d’un pipeline à une distance de 760 km.
La réalisation de la RA1K a été confiée aux deux sociétés italiennes ; SNAM PROGETTI et
SAIPEM ainsi que certaines entreprises nationales comme sous-traitantes; SONATRO,
SONATIBA et SNMETAL.
-
Signature de contrat : 11-3-1975
-
Démarrage du chantier : 02-01-1978, avec un coût de réalisation de3402872000 DA
-
Inauguration officielle du complexe à lieu le 27 novembre 1983.
-
Construction de deux unités par la société japonaise J-G-C Corporation en 1993.
-
Réhabilitation et de revamping réalisé par SUMSUNG entre 2012 – 2013.
2- Présentation de différentes unités:
A- Département de fabrication P1 :
Il se compose des unités de production suivantes:
-
Unités 10/11 de distillation atmosphérique (Topping) ;
-
Unité 100 de reforming catalytique 1 (Platforming) ;
-
Unité 101 de reforming catalytique 2 (Magnaforming) ;
-
Unités 30/31 et 104 de traitement et séparation des gaz GPL ;
-
Unité 200 d'extraction des aromatiques ;
-
Unité 400 de cristallisation et séparation du paraxylène ;
-
Unité 500 d’isomérisation des xylènes ;
-
Unité 900 de purification d’hydrogène ;
-
Unité 700 d'isomérisation du naphta léger ;
-
Unité 70 de distillation sous vide (Production des bitumes) ;
-
Unités 1120/1121 du système Hot-Oil ;
-
Salle de contrôle centralisée (système DCS).
Page 2
B- Unités annexes et utilités P2:
Il se compose des unités de production suivantes:
-
Unité 600 : stockage, mélange et expédition (MELEX zone; nord, ouest et sud-est) ;
-
Unité 1062/1063 pour la production d’eau déminéralisée ;
-
Unité 1020 ou tours de refroidissement de l’eau ;
-
Unité 1030 pour le stockage et le pompage de l’eau de barrage ou de l’eau potable ;
-
Unité 1040 pour le stockage et le pompage de l’eau anti-incendie ;
-
Unités 1050/1051 pour la génération de la vapeur « chaudières » ;
-
Unité 1060 pour la récupération et le traitement du condensât ;
-
Unité 1070 ou système Fuel-gas ;
-
Unité 1080 pour la production de l’air instrument et l’air service ;
-
Unité 1100 pour le traitement des effluents ;
-
Unité 1110 de production de l’azote.
La figure 01 nous montre le schéma du raffinage au sein du complexe RA1K après la
réhabilitation et l’adaptation.
Page 3
Figure 01: Schéma présentatif du complexe RA1K après la réhabilitation et l’adaptation [1]
Page 4
3- Présentation de l'unité d'affectation U-70 « Unité de production et conditionnement
des bitumes»
3-1- But de l’installation :
L'unité de production des bitumes a été conçue pour assurer la production de 120000 t/an de
bitumes routiers et 25000 t/an de bitumes oxydés, à partir du brut réduit importé "BRI". [1]
3-2- Charge :
L'unité est en mesure de traiter les charges suivantes:
-
Le résidu TIA JUANA médium 372°C plus ;
-
Le résidu TIA JUANA lourd 450°C plus ;
-
Le résidu KUWAIT 370°C.
Actuellement l'unité traite la charge importée par l'entreprise TOTAL et qui doit assurer les
spécifications suivantes:
Tableau 01: Spécifications principales du BRI. [1]
Spécifications
Normes
Min
Max
/
0,980
1,040
IP 143
8
12
ASTM 4294
/
4
BSW (% poids)
/
0,2
Point d’écoulement (°C)
/
24
Densité à 15°C
Asphaltènes (% poids)
Teneur en soufre (% poids)
Point d'éclair PM (°C)
ASTM D93
160
/
Viscosité à 50°C (cSt)
ASTM D445
2500
3600
270
/
300
/
Distillation 30%
400
480
Distillation 45%
465
/
70
/
Distillation sou vide (°C)
Point initial
Distillation 05%
Température de chargement (°C)
ASTM 1160
/
Page 5
3-3- Produits :
L'unité a été conçue pour fournir les produits mentionnées ci-dessous et qui sont commercialisés
par la société étatique NAFTAL qui garantit leurs qualités pour le marché national. [1]
-
Bitume routier 40/50 ;
-
Bitume oxydé 85/25 ;
-
Bunker-oïl.
Ce dernier est constitué de distillats de la colonne sous vide (Gazole lourd de fluxage et
Slopewax), une quantité est toujours réservée dans des bacs pour les procédures de démarrage
et arrêt de l'unité, et le reste sera mélangé avec le fioul-oïl HTS en vue de l’exportation.
En outre l'unité peut même fournir les produits suivant :
-
Bitume routier 80/100
-
Bitume oxydé 90/40
On donne quelques spécifications de ces produits selon les normes nationales et internationales
dans les tableaux de 02 à 06. [1, 2]
Tableau 02 : Spécifications du Bitume routier 40/50
Spécifications
Unité
Pénétration
Normes
Valeurs
Algérienne
Internationale
1/10 mm
/
ASTM D 5
40 - 50
Point de ramollissement
°C
NA 2617
ASTM D 36
48 - 52
Point d’éclair
°C
NA 1440
ASTM D 92
250 min
Densité à 25 °C
/
NA 5224
ASTM D 70
1,026- 1,028
Ductilité à 25 °C
cm
NA 5223
ASTM D 113
60 - 100
Tableau 03 : Spécifications du Bitume oxydé 85/25
Spécifications
Unité
Pénétration
Normes
Valeurs
Algérienne
Internationale
1/10 mm
/
ASTM D 5
25 - 30
Point de ramollissement
°C
NA 2617
ASTM D 36
85 - 90
Point d’éclair
°C
NA 1440
ASTM D 92
250 min.
Densité à 25 °C
/
NA 5224
ASTM D 70
1,035 - 1,045
Ductilité à 25 °C
cm
NA 5223
ASTM D 113
10 - 20
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Tableau 04 : Spécifications du Bunker-oïl
Spécifications
Valeurs
Densité à 15°C
0,5 min
Teneur en soufre (% pds)
3,5 max
Poids d’écoulement (°C)
0 max
Teneur en eau (% vol)
0,5 max
Teneur en sédiments (% pds)
2,5 max
Point d'éclair PM (en °C)
70 min
Viscosité à 50°C (cSt)
110 - 180
Distillation (en °C) < 65%
250
< 85%
350
Tableau 05 : Spécifications du Bitume routier 80/100
Spécifications
Unité
Pénétration
1/10 mm
Point de ramollissement
°C
Point d’éclair
°C
Densité à 25 °C
Ductilité à 25 °C
cm
Normes
Algérienne
Internationale
Valeurs
ASTM D 5
93 - 98
NA 2617
ASTM D 36
46 - 50
NA 1440
ASTM D 92
230 min.
NA 5224
ASTM D 70
1,045 - 1,06
NA 5223
ASTM D 113
100 min.
Tableau 06 : Spécifications du Bitume oxydé 90/40
Spécifications
Unité
Pénétration
1/10 mm
Point de ramollissement
°C
Point d’éclair
°C
Densité à 25 °C
Ductilité à 25 °C
cm
Normes
Algérienne
Internationale
Valeurs
ASTM D 5
35 et 45
NA 2617
ASTM D 36
85 et 95
NA 1440
ASTM D 92
250 Min.
NA 5224
ASTM D 70
1,010 et 1,050
NA 5223
ASTM D 113
30 min.
Page 7
3-4- Capacité de l’unité :
La figure 02 représente un schéma synoptique de l’unité de la fabrication des bitumes, elle est
constituée de deux sections :
-
La section sous vide: elle produit du bitume routier par distillation sous vide du BRI, et
que sera utilisé principalement pour la construction des routes. Cette section fourni 439
t/j de b.routier 40/50 ou 475 t/j de b.routier 80/100. Le facteur de marche est de 333 j/an.
-
La section d’oxydation: elle utilise comme charge une partie du bitume routier et du
Slopwax, elle permet d'obtenir le bitume oxydé, qui après conditionnement (mis en
sachet) peut être utilisé pour les revêtements et l’étanchéité. Cette section a été prévue
pour pouvoir charger 87 t/j de bitume routier afin d'obtenir 83,5 t/j de bitume oxydé. Le
facteur de marche se base sur 300 jours de marche continue.
Figure 02: Schéma synoptique de l’unité U-70 -RA1/K
Page 8
Le tableau suivant nous donne un aperçu sur les débits de production selon la charge BRI
utilisée.
Tableau 07 : Débits de la production et conditions des produits aux limites de batterie [1]
TIA JUANA
TIA JUANA
medium
lourd
Charge
275000 t/an
215000 t/an
Bunker oïl
130000 t/an
B. routier
B. oxydé
Marche
Température
Pression
(°C)
(Kg/cm2)
210000 t/an
100
15
70000 t/an
125000 t/an
80
3,5
120000 t/an
120000 t/an
60000 t/an
196
6
25000 t/an
25000 t/an
25000 t/an
204
6
KUWAIT
3-5- Description du procédé de l’unité bitumes:
La figure 03 reprsente le schéma du procédé de l’unité 70-RA1K et qui sera détaillée comme
suit :
A- Section sous vide :
Le BRI stocké dans les bacs S106/S107 à une température 80-100°C, est aspiré par la pompe
70-P-1 et refoulé à une pression de 10-15 kg/cm2 avec un débit de 36 m3/h vers les échangeurs
passant par le 70-FRC-1 pour le réglage du débit, la pression est réglée au moyen de 70-PIC-1.
La charge est préchauffée par le résidu et le gasoil lourd respectivement dans les échangeurs
E1, E3, E5 et E2, E4 jusqu’à une température de 220°C.
A l’entrée du four la charge est divisée en deux passes : 70-FRC-1 A et 70-FRC-1 B.
Dans le four 70-F-1 la charge est portée jusqu’à la température d’exercice qui est entre 330°C
et 390°C, une injection de vapeur moyenne pression MS (29 kg/cm2G) à travers les FR11 et
FR18 accompagne la charge dans les serpentins du four, et augmente sa vitesse dans la zone
radiante limitant ainsi le phénomène de coking.
La charge entre dans la colonne 70-C-1, dans la zone flash où se réalise la vaporisation. Le
résidu traverse une zone de stripping à la vapeur basse pression, constituée de cinq plateaux à
clapets, permettant de régler le point de la pénétration à la valeur conforme à la spécification.
Le résidu aspiré par la pompe 70-P-4 est envoyé au stockage préchauffant la charge dans les
échangeurs E5, E3 et E1 à une température de stockage de 146°C.
Une partie de bitume routier produit est envoyée à la section oxydation.
La zone de distillation est constituée de deux zones de garnissage, du 6ème plateau (coupe
inférieure) on obtient une coupe latérale ‘’SLOP WAX ’’ aspirée par la pompe 70-P-3, une
Page 9
partie est recyclée à travers le FI9 avec la charge à l’entrée du four. Une partie refroidie dans
l’échangeur 70-E-7 est envoyée comme charge à l’oxydation, et la partie restante est envoyée
au stockage du bunker.
La coupe supérieure ; gasoil lourd du 7ème plateau aspirée par la pompe 70-P, traverse les
échangeurs E2 et E4 préchauffant la charge puis refroidis par l’aéroréfrigérant 70-EA 1 A/B et
va au stockage du bunker oïl.
Une partie du gasoil lourd est refroidie dans l’échangeur 70-E-6 et envoyée comme reflux
supérieur froid sous le contrôle de la TRC 3 réglant ainsi la température en tête de colonne.
Les gaz de tête de colonne C1 contenant de la vapeur d’eau sont aspirés par un groupe
d’éjecteurs J1 qui constitue le système de vide.
Les gaz condensés sont récupérés dans un ballon d’accumulation 70-V-1 puis envoyés dans le
ballon 70-V-2 au moyen de la pompe 70-P-5 où le gasoil et l’eau sont séparés, l’eau est envoyée
dans l’unité de traitement des eaux, le gaz oil au stockage du bunker.
Les gaz incondensables arrivent dans un ballon 70-V-4 et passent au four pour être brûlés.
B- Section oxydation :
Le mélange bitume routier/Slopwax constitue la charge à l’oxydation, cette charge est
préchauffée dans l’échangeur 70-E-8 à contre-courant avec le bitume oxydé, puis dans
l’échangeur 70-E-9 avec la vapeur moyenne pression jusqu’à atteindre la température 204°C à
l’entrée de l’oxydateur 70-R-1 ou elle entre en contact avec l’air soufflé à travers un diffuseur
par un compresseur 70-K-1. Le bitume oxydé passe dans le ballon d’accumulation 70-V-5 où
les gaz entraînés se dégagent pour retourner à l’oxydateur à travers la ligne d’équilibrage.
Le bitume oxydé est envoyé par la pompe 70-P-7 au stockage après avoir cédé sa chaleur à la
charge dans l’échangeur E8.
Les réactions qui se produisent dans le réacteur sont légèrement exothermiques. Afin de palier
à une éventuelle augmentation de la température, il a été prévu un système de refroidissement
rapide par vapeur dans l’oxydateur. Les vapeurs et l’air pauvre en oxygène sortant de la tête de
l’oxydateur sont refroidis par une injection d’eau au niveau du mélangeur ME-2.
Les hydrocarbures condensés sont récupérés dans un ballon séparateur 70-V-6.
La section oxydation est normalement prévue pour le fonctionnement en continu, elle peut
fonctionner en discontinu en prenant la charge soit de la section sous vide mélangée ou non
avec la coupe lourde, soit des réservoirs S1 et S2.
Pour ce type d’exploitation il a été prévu: une pompe de charge 70-P-9 le préchauffeur E9 et le
refroidisseur 70-EA-2, l’échangeur E8 sera exclu du circuit.
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Figure 03: Schéma de l’unité U70 -RA1/K [1]
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Chapitre II
CHAPITRE II : LES BITUMES
Lors du processus de distillation du pétrole brut, on obtient des produits dits "légers" comme
les GPL, des produits plus denses, moyennement lourds comme l'essence, le naphta, le
kérosène, le gazole et des produits très denses comme le fioul lourd et le bitume.
Les bitumes proviennent du traitement des bruts réduits qui sont de simples résidus de la
distillation des pétroles bruts, mais il faut reconnaître que tous les pétroles bruts ne sont pas
aptes à fournir directement des bruts réduits de bonne qualité. Sur 1300 pétroles bruts
référenciés dans le monde, 10% sont aptes à donner des bitumes respectant les spécifications
d’usage. [3]
1- Généralités sur les bitumes
C’est un mélange complexe colloïdal d’hydrocarbures non volatils de poids moléculaire élevé.
Il contient en moyenne 80 à 85% de carbone, 10 à 15% d’hydrogène, 2 à 3% d’oxygène et, en
moindre quantité, du soufre et de l’azote ainsi que divers métaux lourds à l’état de traces, mais
liés chimiquement aux molécules les plus lourdes. (Voir Annexe A)
A la température ambiante, il est très visqueux, presque solide, et présente deux caractéristiques
importantes: c’est un agglomérant à fort pouvoir adhésif, en particulier sur les minéraux
destinés aux ouvrages, et il est totalement imperméable à l’eau. il a une densité qui varie entre
0,9 à 1,5.
Ces propriétés sont exploitées depuis l’antiquité (Voir Annexe A), dans la construction routière
est sa principale utilisation, où il fournit le liant pour les enrobés, et dans diverses applications
pour les travaux publics et l’industrie qui mettent principalement à profit son étanchéité pour
les toitures, les terrasses ou les bassins. [3]
2- Procèdes de fabrication
Les modes de fabrication ont évolué. Avant la crise pétrolière des années 1970, on faisait appel
presque exclusivement à des bruts lourds de forte densité, de type vénézuélien (faible degré
API), permettant de fabriquer les différentes classes de bitume par distillation directe, sans qu’il
soit nécessaire d’utiliser une colonne sous vide de grande efficacité.
Actuellement les bruts à bitume ont des origines diverses mais la plupart d’entre eux
proviennent du Moyen-Orient, le reste venant du Venezuela et du Mexique. Ces bruts sont
caractérisés par des densités moins élevées (degrés API plus forts) et autres spécifications qui
sont mentionnées dans le tableau 08.
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Tableau 08: Caractéristiques principales de trois bruts utilisés pour la fabrication des bitumes [3]
Caractéristiques
Unité
Venezuela Koweït Arabie
Densité à 15 °C
-
0,991
0,868
0,893
API
-
12,6
31,4
26,7
105
45
50
278
114
140
-
221
257
2 990
10
29
2,6
2,5
2,9
Distillation : pt initial
: 10 %
°C
: 30 %
Viscosité cinématique à 38 °C mm2/s
Soufre
%
2-1- Fabrication du bitume routier:
Il existe plusieurs techniques pour fabriquer le bitume, reposant principalement sur la
distillation directe du pétrole, ces techniques sont présentées sur la figure 04.
A- Distillation directe
Ce mode de raffinage consiste à chauffer en continu par passage dans un four, le brut
préalablement décanté et dessalé. Ce brut, porté à une température voisine de 340°C, est envoyé
dans une colonne de fractionnement atmosphérique. Le produit récupéré en fond de tour est le
brut réduit sera, après réchauffage aux alentours de 400°C, envoyé dans une colonne où règne
une pression réduite à quelques dizaines de mm Hg. Il est possible, dans ce type d’unité, de
fabriquer directement toutes les classes de bitumes du 20/30 au 160/220.
Figure 04 : Schéma de fabrication des bitumes par raffinage du pétrole [3]
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B- Désasphaltage au solvant
La séparation physique des constituants du pétrole brut peut aussi être effectuée sans
dégradation de leur structure chimique en mettant à profit les différences de solubilité des
fractions lubrifiantes et bitumineuses vis-à-vis de certains solvants. Le désasphaltage au solvant
(butane ou propane) est employé comme un complément dans le raffinage des “bruts à huile”.
Il est le plus souvent pratiqué sur le fond de distillation sous vide, dont il est difficile de séparer
complètement les fractions lubrifiantes dans les conditions normales d’utilisation des colonnes
sous vide opérant sur des bruts peu denses.
2-2- Fabrication du bitume oxydé :
Les bitumes oxydés ou bitumes soufflés, réservés à des usages industriels, sont obtenus par
l’injection d’air dans une charge composée habituellement de distillats et de produits lourds
provenant de la distillation sous vide. Cette réaction se fait à température élevée (280 °C en
moyenne).
L’air introduit à la base du réacteur circule à contre-courant de la charge bitumineuse et
l’oxygène, en réagissant, conduit à une déshydrogénation des molécules hydrocarbonées qui se
lient et à la formation des groupes hydroxyles, carboxyles, acides et des esters. L’eau produite
par la réaction, ainsi que les hydrocarbures légers sont évacués avec le courant gazeux.
En liant les molécules entre elles, cette réaction contribue à la création de corps à haut poids
moléculaire (asphaltènes) et à un changement de structure colloïdale (type gel), avec un point
de ramollissement très élevé. [3]
3- Description des essais et analyses liés au contrôle de marche de l’unité
Selon la façon dont est conduite la fabrication du bitume, par distillation, désaphaltage au
solvant ou oxydation, il est possible d’obtenir des bitumes de pénétrabilité plus ou moins élevée.
Cette propriété fait partie des deux caractéristiques fondamentales de chaque bitume, avec la
température de ramollissement (voir Annexe A). On ajoute des tests spécifiques comme : le
point d’éclair et la ductilité.
4- But et principe du réchauffage
Le stockage des produits lourds et visqueux (ex ; bitume) pose aux exploitants le problème du
réchauffage ou du maintien en température de ces produits afin qu'ils aient une viscosité
suffisamment faible pour leur transfert ultérieur par pompage. [4]
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On utilise à cet effet soit une nappe de tubes disposés sur le fond et alimentés en vapeur d'eau
compensant exactement les pertes thermiques de l'ensemble, soit des réchauffeurs locaux sur la
sortie du produit ainsi le calorifugeage complet du réservoir.
5- Conditions de stockage des bitumes
Les bitumes ne sont pas classés parmi les substances dangereuses, leur utilisation à chaud
impose cependant des précautions particulières lors de sa fabrication, de leur transport et mise
en œuvre.
La température de réchauffage est une fonction de la nature du produit stocké (tableau 09).
Dans le cas d’une livraison par aspiration (pompage), il faut majorer la valeur de 5 à 10 °C.
Tableau 09 : Température de stockage des bitumes [3]
Produits / Class
T° minimale de T° typique de T° maximale de
pompage (°C) stockage (°C) manipulation (°C)
160/220
70/100
50/70
Bitumes routiers 35/50
20/30
15/25
10/20
110
120
125
130
140
145
150
130-150
110-160
145-165
155-175
160-185
175-195
175-190
190
190
200
200
200
200
200
85/25
90/40
100/40
115/15
170
170
190
205
200-220
200-220
210-230
210-230
230
230
230
230
Bitumes oxydés
Page 15
Chapitre III
CHAPITRE III: LES RESERVOIRS DE STOCKAGE DES BITUMES
Le stockage des produits pétroliers consiste à immobiliser temporairement certains volumes
d'un produit dans des capacités de stockage appelées appareils à pression ou réservoirs selon
que le produit stocké est ou n'est pas sous pression. [5]
1- Stockage à la raffinerie RA1K
Le parc de stockage est exploité par le service "MELEXE" -abréviation pour mélange,
chargement et expédition- est équipé de 135 bacs d’une capacité actuelle de stockage de plus
que 2 MMm3.
Le stockage massif des liquides, pour les différents produits rencontrés, s’effectue
principalement dans des réservoirs métalliques aériens, de construction soudée, installés à l’air
libre et reposant sur le sol. [6]
Ces réservoirs ont des capacités très variables, elles n’excèdent pas quelques centaines de
mètres cubes pour de nombreux produits chimiques, par contre, les réservoirs de pétrole brut
par exemple dépassent de beaucoup ces limites.
2- Rôle du stockage
Le stockage des ressources énergétiques est non seulement nécessaire pour compenser les
fluctuations d’approvisionnement dues à toutes sortes d’aléas lors de la production, du transport
et du raffinage, ou les variations de la consommation, qui dépendent notamment des conditions
météorologiques. Il est aussi stratégique pour assurer un minimum d'autonomie énergétique du
pays consommateur.
Le stockage doit être assuré aux différentes étapes du cheminement du pétrole, depuis le puits
de production jusqu’aux lieux de consommation. Les dépôts pétroliers importants se trouvent
essentiellement sur les lieux de production du pétrole brut, aux extrémités des oléoducs, dans
les terminaux de chargement et de déchargement du pétrole, à proximité des raffineries. [5]
3- Configuration des réservoirs de stockage
Pour répondre à la grande variété des produits liquides industriels à stocker, les constructeurs
ont recours à des réservoirs de formes diverses, étudiés pour s’adapter le plus rationnellement
et le plus économiquement possible aux caractéristiques du produit stocké essentiellement sa
volatilité (voir Annexe B).
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4-1- Bacs à toit fixe
Le stockage des produits peu volatils et à faible tension de vapeur est réalisé dans des réservoirs
dont la partie supérieure est obturée par un toit fixe (bac type G1). Il est ainsi possible d’assurer
plus facilement leur conservation et d’empêcher leur contamination par les agents extérieurs.
D’une manière générale, il s’agit de produits dont la tension de vapeur absolue à température
ambiante est inférieure à 0,1 bar ou dont le point d’éclair est supérieur à 55 °C (Annexe B). [7]
4-2- Technologie et éléments de conception
La capacité maximale de ces réservoirs atmosphériques peut être très importante. Elle est
seulement limitée par la hauteur et le diamètre qu’il est possible de réaliser. [7]
Le choix de la hauteur est lié à la nature du terrain car les réservoirs reposent sur le sol. En
tenant compte de la résistance moyenne des sols rencontrés, elle est le plus souvent comprise
entre 14 et 22 m.
Le diamètre maximal sera limité par la surface du terrain disponible, mais également par
l’épaisseur maximale autorisée par les codes de construction pour la partie basse de la robe,
cette épaisseur est généralement fixée à 45 mm.
Le choix du type de toit peut également constituer une limitation du diamètre pour ces réservoirs
à toit fixe.
4-2-1- Fond
Il a une fonction principale d’étanchéité et assure le transfert de la charge verticale, produite
par le liquide stocké, sur la fondation.
Le fond est réalisé à partir de tôles rectangulaires de 6 à 6,5 mm d’épaisseur minimale, soudées
par recouvrement sur leur face supérieure (figure 05-a).
La bordure périphérique, placée sous la robe et soudée à celle-ci, est fortement sollicitée par la
pression hydrostatique horizontale qui agit au bas de la robe (figure 05-b).
Le fond peut être plat ou légèrement conique avec une pente au moins égale à 0,2 % orientée
vers le haut ou vers le bas. Cette pente facilite l’élimination des dépôts en fond de bac.
Page 17
Figure 05 : Fond d’un réservoir [7]
4-2-2- Robe
Elle doit résister aux contraintes développées par la pression hydraulique du liquide stocké. Elle
est constituée de rangées de tôles rectangulaires superposées, appelées viroles, qui sont soudées
bout à bout (figure 06a). L’épaisseur minimale (5 à 10 mm) de chaque virole dépend des
dimensions de la cuve, de la masse volumique du produit stocké, des caractéristiques
mécaniques des aciers employés, des coefficients de sécurité imposés par le code, de la
température d’étude et de la surépaisseur de corrosion retenue. L’épaisseur maximale autorisée
est limitée à 45 mm.
Figure 06 : Robe d'un réservoir [7]
Page 18
4-2-3- Toit
Les toits sont de forme conique ou sphérique. Ils sont étudiés pour supporter une surcharge
externe correspondant aux effets combinés d’une charge temporaire (neige et dépression
interne).
La tôlerie de ces toits est réalisée à partir de tôles rectangulaires de 5 mm d’épaisseur, soudées
entre elles par recouvrement sur leur face supérieure. La tôlerie est indépendante de la charpente
et il n’y a pas de liaison par soudure entre ces deux éléments du toit. On range les toits fixes en
deux catégories :
A- Réservoir à toit fixe supporté
Ils ont un profil conique assez plat avec une pente recommandée de 1/16 ou 1/12, notamment
lorsque le toit est calorifugé.
Ces toits sont constitués d’une charpente supportée par un ou plusieurs poteaux. Les tôles du
toit reposent sur des chevrons rayonnants qui prennent appui au centre du réservoir sur le poteau
central, en périphérie sur la robe, et pour les réservoirs de diamètre supérieur à 25 m, sur des
poteaux intermédiaires (figure 07).
Figure 07 : Toit fixe supporté [7]
B- Réservoir à toit fixe autoportant
Ils sont soit coniques avec une pente de 1/5 ou 1/6, soit sphériques avec rayon de courbure
compris entre 0,8 et 1,5 fois le diamètre du réservoir. La charpente de ces toits est constituée
d’éléments porteurs rayonnants, réalisés par de simples chevrons ou par des fermes métalliques
(figure 08-a).
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On limite cette épaisseur à 9,5 mm de manière à conserver un assemblage par recouvrement
des tôles (figure 08-b). La pente des toits coniques peut être supérieure à 1/5, mais l’angle formé
par les génératrices du toit et un plan horizontal ne doit pas dépasser 37°.
Figure 08 : Toit fixe autoportant [7]
Remarque
L’exploitation des bacs à toit fixe est l'origine d'importantes pertes de produits provenant de
deux phénomènes distincts que sont la respiration de la capacité et le mouvement des produits
(Voir Annexe B).
Page 20
Chapitre IV
CHAPITRE IV : FLUIDES DE RECHAUFFAGE DES BACS DE STOCKAGE
Il existe, en générale, deux modes de chauffage dans l'industrie; au premier temps le produit est
chauffé directement par des gaz de combustion, par des résistances électriques, ou chauffage
par rayonnement (brûleurs). Dans l'autre côté le produit est chauffé indirectement, dans ce cas
la chaleur est obtenue dans une chaudière ou un four (boucles de chauffage). [8]
1- Fluides caloporteurs
Par définition, un fluide caloporteur est un fluide chargé de transporter la chaleur entre deux ou
plusieurs sources de température. Ces fluides interviennent dans les échangeurs de chaleur, par
exemple les chaudières, les climatiseurs et bien sûr dans les bacs de stockage des liquides
lourds. [8, 9]
Pour le principe de fonctionnement, le fluide caloporteur est chauffé dans le dispositif de
chauffage et circule en circuit fermé, grâce à une pompe.
Le diapositif de chauffe à l'intérieur du bac est le serpentin, qu'est en général des tubes en acier,
ils peuvent être avec des ailettes, et peuvent être construit sous plusieurs formes.
Le serpentin doit avoir une longue durée de vie, résistance à la corrosion, résistance mécanique
aux contraintes d'exploitation et doit être facilement accessible pour des raisons de
maintenance.
Figure 09 : Schéma de principe de fonctionnement d'une boucle de chauffage à huile chaude [9]
Page 21
2- Critères de choix d’un fluide caloporteur [8]
Chaque fluide caloporteur est choisi en fonction de ses propriétés physico-chimiques, telles la
viscosité, la capacité thermique volumique, la chaleur latente de vaporisation en cas de
changement de phase, la conductivité thermique, les propriétés anticorrosives, son coût et son
impact sur l’environnement. Le pouvoir caloporteur du fluide est défini comme l’aptitude au
transport de l’énergie thermique.
A- Critères liés au domaine d’utilisation du fluide:
- La température minimale d’utilisation, dans de nombreux cas pratiques, on préfère utiliser
le seuil de pompabilité ou de fusion ;
- La pression maximale de fonctionnement du circuit contenant le fluide qui détermine la
température de saturation maximale admissible ;
- Le seuil de température de décomposition qui est un facteur essentiel pour certains fluides
comme les fluides organiques dont la stabilité thermique est limitée.
B- Critères liés à l’exploitation de l’installation:
- Tenue des performances dans le temps de l’installation : limite les risques de corrosion et
d’encrassement des surfaces d’échange matériaux courants ;
- Les risques d’incendie sont caractérisés par le point d’éclair ou le point d’inflammabilité
et par le point de feu ou de température de combustion ;
- Les risques d’explosion sont caractérisés par les limites inférieures et supérieures.
- Les risques toxiques.
C- Critères technico-économiques liés à l’installation:
- Les coûts d’investissement : les principaux organes de circuit sont les dispositifs de
chauffe, les pompes, l’échangeur qui permet de transfert de chaleur au produit, les
éléments de tuyauterie ;
- Les coûts d’exploitation : sont essentiellement liés aux dépenses énergétiques de
l’installation mais également au coût de fluide caloporteur qui peut être soit régulièrement
retraité soit vidangé et renouvelé ;
- Les diamètres des canalisations et des tuyauteries ainsi la taille de la pompe sont
déterminés par le pouvoir caloporteur du fluide.
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3- Différents types de réchauffage
3-1- Réchauffage à huile chaude
Les fluides caloporteurs organiques peuvent être subdivisés en deux catégories :
a- Huiles minérales
Les huiles minérales commerciales sont généralement à caractère naphténique, une répartition
moléculaire étroite, obtenue par distillation, permet d’ajuster au mieux les propriétés physiques
suivant l’utilisation. Le point d’éclair de ces huiles varie entre 200-270°C.
Ces fluides ne sont pratiquement pas toxiques. En contrepartie, leur tension de vapeur, leur
point de feu et leur stabilité thermique limitent leur utilisation au-dessous de 300°C. [10]
L’huile TORADA TC-32 est une huile caloporteuse de la société Algérienne «NAFTEC»,
commercialisé par la société «NAFTAL». C’est une huile minérale pure thermiquement stable,
conçue pour les systèmes de transfert de chaleur en phase liquide. (Tableau 10 et Annexe C).
Elle est spécialement formulée pour offrir une longue durée de service et une excellente
efficacité dans une variété d’applications industrielles tout en résistant à la dégradation causée
par l’air et les températures.
Tableau 10 : Propriétés physico–chimiques de la TORADA TC 32 [11]
Spécifications
Normes Valeurs
Densité à 15°C
D 1298
0,865
Viscosité cinématique (cst) à 40°C
D 445
32
à 100°C
Indice de viscosité
5,25
D2270
Point d’éclair vase clos (°C)
200
Indice d’acidité (mg KOH/g)
D 2896
Capacité calorifique (kcal /kg.°C) à 0°C
Pression de vapeur à 150°C
0,02
0,434
à 20°C
0,451
à 320°C
0,712
Température d’auto inflammation (°C)
Point d’écoulement (°C)
96
270
D 97
-12
< 0,1 mmHg
à 200°C
<7
mmHg
à 250°C
< 45 mmHg
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b- Huiles synthétiques
Ces fluides sont répartis essentiellement en deux groupes: [10]
- Les hydrocarbures aromatiques présentent une stabilité thermique élevée, liée à la forte
énergie de cohésion du groupement phényle. Ce type de fluide permet de couvrir un large
domaine d’applications compris entre -50°C et 400°C. De ce point de vue, ces fluides
présentent plus de risques d’incendie que les huiles minérales. Quant à la toxicité, les fluides
aromatiques sont plus agressifs que les huiles minérales.
- Les huiles silicones sont des huiles polyméthylsioxanes linéaires, elles ont une masse
moléculaire moyenne ainsi que la viscosité de l’huile augmente avec le degré de
polymérisation. Elles couvrent de plus grands domaines de température que les autres huiles
(-40 à 400°C). Contrairement aux huiles minérales, la variation de la viscosité de ces huiles
avec la température est faible.
Remarque :
Chaque type d’huile présente plusieurs avantages et inconvénients, pour une comparaison entre
ces types d’huiles caloporteuses voir Annexe D.
Un four ou une chaudière à huile sont les équipements utilisés comme sources de chaleur pour
cette boucle de chauffage (voir Annexe E)
3-2- Réchauffage à la vapeur d’eau
L’eau est considérée comme un excellent caloporteur sous ses deux formes : liquide et vapeur.
L’utilisation de vapeur saturée et surchauffée permet de transférer la chaleur sous forme de
chaleur latente. Pour limiter le diamètre des tuyauteries, il est préférable d’augmenter la
pression de vapeur. Les propriétés thermodynamiques de l'eau/vapeur comme l’enthalpie et
l’entropie varient en fonction des conditions opératoires (température et pression).
Compte tenu des pressions importantes de saturation et des coûts induits pour l’installation que
ces températures élevées engendrent, l’eau doit être soigneusement filtrée et purifiée pour une
utilisation industrielle. [12]
Le rôle d’une chaudière est essentiellement de transmettre la chaleur à l’eau sous pression pour
obtenir soit de l’eau surchauffée sous pression, soit de la vapeur. (Voir Annexe F)
Page 24
4- Comparaison entre les différents types de réchauffage
On trouve ci-dessous des raisons qui peuvent supporter le choix d’un caloporteur à un autre ;
Tableau 11: Avantages et inconvénients des différents modes de réchauffage. [12, 13]
Mode
Avantages
- L’eau et l’installation sont toujours
A
la
vapeur disponibles préalablement
d’eau
Inconvénients
- Encrassement par le tartre.
- Corrosion et fuites internes.
- Cout de production faible
- Contamination par l’eau.
- Coefficient de transfert de chaleur
- Cout en capitale élevé de
plus élevé à l’état liquide.
l’installation : Four, pompes,
- Le système a une basse pression à
tuyauterie et ballons
haute température.
A huile chaude
- Faibles diamètres pour tuyauterie.
- Eliminer la perte de chaleur par
condensation dans les pipes.
- Moins de personnel et de
maintenance
- Moins de surface d'échange
- Appoint périodique en huile faible
- les huiles ne sont pas corrosives
Il existe un autre mode de chauffage, mais il est moins utilisé dans l’industrie de raffinage et
plus utilisé dans la pétrochimie, pour plus de détails consulter l’Annexe G.
Page 25
Chapitre V
CHAPITRE
V
:
ETUDE
DU
REMPLACEMENT
DE
LA
VAPEUR
DE
RECHAUFFAGE PAR L’HUILE TORADA TC-32
1- Exposé de la problématique
Pour le bon fonctionnement de l'unité de production des bitumes et pour assurer
l'approvisionnement continu des produits pour les clients, la raffinerie de Skikda dispose d'un
grand parc de stockage, ou se trouve 12 réservoirs destinés pour le stockage du brut réduit
importé, bitumes routiers et oxydés, fioul-oïl et gasoil du fluxage.
Ces bacs sont exploités par le personnel de l'unité de fabrication des bitumes, service mélange
et expédition de la zone nord et le service chargement de la commercialisation
Pour des raisons économiques et techniques, ces bacs sont calorifugés et équipés de corps de
chauffe, pour maintenir la température élevée des produits lourds stockés afin de réduire leurs
viscosités et les rendre facilement pompables.
Le fluide caloporteur utilisé est de la vapeur moyenne et faible pression qui est assurée par un
réseau de vapeur de la raffinerie.
1-1- Problèmes rencontrés
Depuis le début d'exploitation de l'unité, le problème qui a touché tous les bacs est la corrosion
interne. Ce phénomène est dû aux différentes causes comme l'agressivité des produits stockés
(haute teneur en soufre) et la qualité d'eau utilisée pour la production de la vapeur. Cette
corrosion va provoquer une perte d'épaisseur du métal, ce qui résulte en :
- Fuites au niveau des corps de chauffe ;
- Explosion des poches de vapeur à l'intérieure des bacs ;
- Débordement du fluide des bacs pleins ;
- Contamination des produits par l'eau (hors spécifications) ;
- Déstabilisation des équipements de l'unité ;
- Formation d'émulsion stable ;
- Présence de la mousse va provoquer une mauvaise détection du niveau des bacs.
On peut ajouter aussi; la corrosion externe des bacs et du circuit externe de vapeur.
L'unité des bitumes présente un autre problème majeur qui fait l'objet de notre étude. Ce
problème est le chauffage insuffisant du fluide stocké, et ceci concerne les 12 bacs en générale,
mais en particulier les 03 bacs du bitume oxydé. Le problème de mauvais réchauffage était
toujours présent depuis la réception de l’unité sans être vraiment remarquable durant la
Page 26
production, mais il se manifeste en plus lorsque la section d'oxydation est hors service pour plus
que 3 à 7 jours même pendant la période estivale, soit pendant un arrêt programmé ou d'urgence,
sachant que les vannes de la vapeur de réchauffage sont ouvertes à 100%.
Ce problème peut se traduire en stockage d'un produit froid, ce qui résulte en :
- Bouchage fréquent et permanant des conduites, qui nécessite l’arrêt de l’unité et un
nettoyage à l’aide du gasoil de fluxage chaud (intervention lente, couteuse, risquée et
polluante) ;
- Pertes de charge élevée suite au bouchage sur les lignes d’aspiration et de refoulement aussi.
- Déclenchement électrique des pompes et arrêt à cause de la haute température des moteurs.
- Refus des clients d'acheter un produit froid ;
- Faible débit pour le conditionnement dans les sacs et le chargement lent des camions citernes
- Bitume peut se solidifier dans le bac surtout en hiver, qui nécessite l’ouverture du support ;
de calorifuge et chauffer directement la robe par des résistances électrique (intervention lente
et onéreuse).
Le personnel de l’unité a trouvé quelques solutions -simples et pratiques- pour réduire l’effet
du mauvais réchauffage qu’on cite ci-dessous :
- Réduire le volume nominale des bacs jusqu’à la moitié en hiver.
- Ajouter autres lignes de traçage pour les conduites du bitume à l’intérieur du calorifuge.
- Installation d’un échangeur faisceau-calandre à la vapeur dans une boucle fermée.
1-2- Causes possibles du mauvais réchauffage à la vapeur
Plusieurs raisons ont été avancées pour expliquer ce phénomène, comme:
- Quantité de chaleur insuffisante (faible débit de vapeur, basse température et pression) due
à plusieurs points de fuites sur les conduites du vapeur.
- Sous-dimensionnement des corps de chauffe.
- Mauvaise qualité du calorifugeage des bacs.
- Mauvais traçage des conduites des bitumes.
Pour résoudre ce problème, on propose de faire un diagnostic sur les bacs de stockage et le
circuit de vapeur afin d'identifier la cause derrière le mauvais chauffage, déterminer la quantité
de chaleur nécessaire pour maintenir les bacs en bonnes conditions de stockage et proposer une
autre installation de réchauffage utilisant un système Hot-Oil.
Page 27
2- Procédure de vérification des performances des dispositifs de chauffage
Le rôle du réchauffeur au fond du bac, est de transférer la chaleur entre le fluide caloporteur
(vapeur d’eau MS) et le fluide stocké (bitume oxydé).
Pour le calcul d’un équipement d’échange thermique, dont le type et la surface d’échange sont
connus, et les paramètres d’entrée et de sortie du vapeur de réchauffage (débit, température et
pression) sont imposés par le constructeur et fournies par le système actuel, on calcule le
coefficient global d’échange UG à partir des relations de transfert thermique (calcul entre les
coefficients de transfert convectifs), ensuite on compare la valeur trouvée avec UE calculé à
partir des données générales sur les fluides et la surface totale de l’équipement.
Si on aura :
UE < UG : mauvais transfert à cause d’un sous-dimensionnement ou faible débit du caloporteur
UE ≈ UG : bon transfert
UE > UG : bon transfert mais avec un surdimensionnement
Les dimensions du dispositif de chauffe installé dans le bac de stockage (tableau 15 et figure
10) et le débit du fluide caloporteur choisis, dépendent essentiellement des:
-
Dimensions du bac (tableau 12) ;
-
Type, épaisseur et qualité d'isolement thermique du bac (tableau 12) ;
-
Conditions climatiques au niveau de la zone du parc de stockage (tableau 13) ;
-
Conditions opératoires ex : température de stockage et de pompage (tableau 13) ;
-
Caractéristiques du fluide stocké (tableau 14) ;
-
Caractéristiques de fluide caloporteur choisi (tableau 16) ;
Afin de rependre aux besoins thermiques, le dimensionnement ou la vérification des
performances d’un réchauffeur sera fait à la base des hypothèses suivantes (le cas le plus
défavorable):
-
les bacs seraient considéré remplis à 100% de son volume.
-
les conditions climatiques prises en compte sont pour la période hivernale.
Page 28
2-1- Données de calcul
Tableau 12 : Géométrie des bacs du bitume oxydé construits par "SNAMPROGETTI" [14]
Spécifications
Désignation et unité
Valeurs
Type
/
G1
Toit
/
Nombre de bacs
/
3
Volume
V (m3)
357
Hauteur
H (m)
9,150
Diamètre
D (m)
7,050
Hauteur du toit
HT (m)
0,587
Fixe, conique,
autoportant
Epaisseur de la tôle du fond ;
robe ;
6,00
em (mm)
4,76
toit ;
Conductivité du métal « Acier au
carbone »
Epaisseur du calorifuge (toit et robe)
Conductivité du calorifuge
« laine de roche »
Débit de circulation du fluide stocké
4,76
λm (kcal/h.m.°C)
44,625
eC (10-3m)
38,1
λC (kcal/h.m.°C)
0,064
m3/h
50
Tableau 13 : Conditions de stockage et météorologiques autour des bacs de stockage [14]
Données
Désignation et unité
Valeurs
Température air
Ta (°C)
7,4
Vitesse de vent
km/h
20
Ts (°C)
6,0
λS (kcal/h.m.°C)
0,26
Température de stockage- Design
Tl (°C)
150
Température de stockage- Actuelle
Tl (°C)
110
Température de sol
Conductivité thermique du sol
Page 29
Tableau 14 : Spécifications du fluide stocké « Bitume oxydé 85/25 » [14]
Spécifications
Désignation et unité
Valeurs
Masse volumique à 25°C
1041
ρ (kg/m3)
à 140°C
971
à 250°C
911
Chaleur spécifique
Cb (kcal/kg.°C)
0,43
Conductivité thermique
λb (kcal/h.m.°C)
0,14
Résistance d’encrassement
Rs (h.m2.°C/kcal)
2.10-3
Viscosité cinématique à 150°C
175
υ (10-6 m2/s)
à 204°C
90
à 260°C
20
Coefficient de dilatation cubique de fluide
β (°C-1)
0,0001
/
Soufre
Elément corrosif
Tableau 15 : Spécifications du dispositif de chauffe du réchauffage construit par "TECNOFIN" [14]
Spécifications
Désignation et unité
Valeurs
/
TH-33
dex (mm)
50,8
din (mm)
38,8
λm (kcal/h.m.°C)
44,625
/
1
x.y.z (m)
3 x (0,07 * 0,09 * 3,9)
Nombre d’ailettes
/
/
Longueur du tube nu
m
8,609
SS (m2)
14
Qréel (kcal/h)
38777
Type
Diamètre externe
interne
Conductivité du métal « Acier au carbone »
Nombre du corps de chauffe (tube ailetté)
Dimension du corps de chauffe
Surface d’échange du corps de chauffe
Quantité de chaleur à fournir
Page 30
Figure 10 : Dispositif de chauffe installé au fond des bacs de stockage
Tableau 16 : Spécifications de la vapeur MS utilisée pour le réchauffage [14, 15]
Données
Désignation et unité
Valeurs
Débit massique
mV (kg/h)
80
Pression d’entrée
PMS (kg/cm2)
18
Pertes de charge
ΔP (kg/cm2)
0,5
Température d’entrée
TMS (°C)
250
Température de sortie
TMC (°C)
206
Débit massique
mV (kg/h)
67
PMS (kg/cm2)
16
Température d’entrée
TMS (°C)
231
Température de sortie
TMC (°C)
197
Température
Tm (°C)
228
Propriétés
Masse volumique
ρ (kg/m3)
8,410
thermiques
Viscosité cinématique
υ (10-6 m2/s)
2,057
moyennes
Conductivité thermique
λ (kcal/h.m.°C)
0,036
c (kcal/kg°C)
0,644
Données
du design
Données actuelles
Pression d’entrée
Chaleur spécifique
Les propriétés thermiques de la vapeur surchauffée à Tm sont données par les logiciels
scientifiques Hysys v6 et CalcSteam.
Avec :
Tm = (TMS + TMC)/2
(01)
Page 31
2-2- Vérification des performances des réchauffeurs à la vapeur
2-2-1- Pertes thermiques
Un réservoir perd de la chaleur par rayonnement et par convection à travers trois surfaces: le
toit, le fond et la surface latérale, qui sont schématisées sur la figure 11.
La méthode de calcul suivie dans ce chapitre avec toutes les équations soit classiques ou
spéciales utilisées sont extraite depuis l’ouvrage du P.WUITHIER. [A08]
Figure 11: Pertes thermiques d'un réservoir
A- Fond de surface AF
Les résistances au transfert sont constituées par le film de résistance interne (hF), le dépôt au
fond du réservoir (Rs), les matériaux de support: béton et asphalte, et le sol.
Le coefficient de transfert global se présente sous la forme:
1 = 1 + Rs + ∑ e + D /
UF hL
λ 4 λS
(02)
La température de TP est donnée par l'équation suivante:
hL + 1 (Tl - TP) = D (TP – TS)
Rs
4 λS
(03)
Ou :
hL = 75. ((Tl – TP)/υ)1/3
en kcal/h.m2.°C
(04)
Page 32
Avec:
TP: température de la paroi métallique
e/λ: résistances interposées entre le sol et le fond (métal du fond)
υ : la viscosité cinématique du fluide en cSt.
Application numérique
Les équations 3 et 4 peuvent être résolues par méthode graphique ou numérique. Après certain
nombre d’itérations, on a obtenu la température de la paroi métallique du fond :
TP = 148,1 °C
Le film résistant interne est calculé par la corrélation 4 ;
hL = 75 x ((150 – 148,1) /175.10-6)1/3
hL= 16,506 kcal/h.m2.°C
En utilisant l’équation 2 pour le calcul du coefficient de transfert de chaleur pour le fond, on
trouve ;
1/UF = (1/16,506) + (2.10-3) + (6.10-3/44,625) + (7,05/4 x 0,26)
UF = 0,1462 kcal/h.m2.°C
B- Paroi cylindrique verticale mouillée sur une hauteur HL
Les résistances sont constituées par le film de transfert intérieur, les dépôts, l'isolant et le film
de convection naturelle dans l'air. On en déduit:
1 = 1 + Rs + ∑ eC + D /
UP hL
λC hA
(05)
Les températures de la paroi TP et de la face extérieure de l'isolant TC sont données par l'équation
suivante:
hL + 1 (Tl – TP) = λC (TP – TC) = ha (TC – TA)
Rs
eC
(06)
Avec:
ha est le coefficient de film en convection naturelle (la radiation et la vitesse du vent sont
inclues), il est tiré de la figure 12.
Page 33
Figure 12 : Coefficient de transfert convectif pour l’air [4]
Application numérique
La résolution numérique des équations 4 et 6, nous a donné les valeurs de la température de la
paroi métallique latérale et la face externe du calorifugeage :
TP = 149,6 °C
TC = 13,5 °C
En se basant sur les conditions météorologiques de la région de Skikda (tableau 13), et l’écart
entre les températures de la paroi et l’air,
Vitesse de vent = 20 km/h
TP - Ta = 149,6 – 7,4 = 142,2°C
On tire depuis la figure 12 la valeur du coefficient de film convectif de l’air.
ha = 37,5 kcal/h.m2.°C
Le film résistant interne est calculé par la corrélation 3 ;
hL = 75 x ((150 – 149,6) / 175.10-6)1/3
hL= 10,259 kcal/h.m2.°C
En appliquant l’équation 5 pour le calcul du coefficient de transfert de chaleur pour la paroi
latérale, on trouve ;
Page 34
1/UP = (1/10,259) + (2.10-3) + (38,1.10-3/0,064) + (4,76.10-3/44,625) + (7,05/37,5)
UP = 1,1326 kcal/h.m2.°C
C- Paroi cylindrique verticale non mouillée et toit At
Les résistances comprennent le film de transfert liquide / phase gazeuse, l’épaisseur de la phase
gazeuse (H – HL), le film phase gazeuse / paroi, l’isolant et le film de convection dans l’air.
1 = 1 + H – HL + 1 + eC + 1 ;
UT hL
λG
hG λC hA
(07)
Avec:
hL = 2,8 (TL – TG)
(08)
TG: température moyenne de la phase gazeuse;
TG = 0,6 à 0,8 TL
en °C
(09)
λG: conductivité thermique de la phase gazeuse au-dessus du bitume;
λG = 0,025 kcal/h.m.°C
hG: coefficient de transfert thermique par convection de la phase gazeuse
hG = 8 à 10 kcal/h.m.°C
Application numérique
La température de la phase gazeuse à partir de l’équation 9:
TG = 0,7 x 150
TG = 105 °C
La résolution numérique de l’équation 6 -en remplaçant le terme (1/Rs) par la valeur (hG)- nous
a donné les valeurs de la température de la paroi métallique latérale et la face externe du
calorifugeage :
TP = 103,9 °C
TC = 11,8 °C
En se basant sur les conditions météorologiques de la région de Skikda (tableau 13), et l’écart
entre les températures de la paroi et l’air :
TP - Ta = 103,9 – 7,4 = 96,5°C
Page 35
On tire depuis la figure 12 la valeur du coefficient de film convectif de l’air.
ha = 35 kcal/h.m2.°C
D’après l’équation 8, le coefficient de transfert du film de l’interface liquide/gaz est calculé
comme suit :
hL= 2,8 x (150 – 105)
hL= 126 kcal/h.m2.°C
"H – HL" représente l’épaisseur de phase gazeuse, cette dernière possède la forme conique du
toit, on peut l’assimiler comme un cylindre du même volume pour simplifier le calcul, la base
de ce cylindre est le fond.
H – HL = Vcone / Afond = (π D2 HT /12) / (π D2/4) = HT /3
(10)
H – HL = 0,587 /3
H – HL = 0,196 m
En appliquant l’équation 7 pour le calcul du coefficient de transfert de chaleur pour le toit, on
trouve ;
1/UT = (1/126) + (0,196/0,025) + (38,1.10-3/0,064) + (1/9) + (4,76.10-3/44,62) + (1/35)
UT = 0,1167 kcal/h.m2.°C
D- Surface de perte équivalente
La surface équivalente AR se calculera à partir des trois surfaces précédentes AF, AP et AT :
AR = UF AF + UT AT + AP
UP
UP
(11)
C'est-à-dire d'associer à la différence de température (TL – TA) un coefficient de transfert global
UP pour l'ensemble du réservoir.
Application numérique
Le fond est d’une forme circulaire, donc la surface est calculée comme suit :
AF = π D2/4
(12)
AF = 3,14 x 7,052 / 4
AF = 39,036 m2
Page 36
La robe est d’une forme rectangulaire, donc la surface est calculée comme suit :
AP = π D H
(13)
AP = 3,14 x 7,05 x 9,15
AP = 202,657 m2
Le toit est d’une forme conique, donc la surface est calculée comme suit ou aT est l’apothème
du cone:
AF = π aT D/2 = π r √(r2 + HT2)
(14)
AT = 3,14 x 3,57 x (7,05/2)
AT = 39,574 m2
En remplaçant chaque membre de l’équation 11 par sa valeur, on trouve :
AR = (0,1462 x 39,036 / 1,1326) + (0,1167 x 39,574 / 1,1326) + (202,657)
AR = 211,771 m2
E- Temps de refroidissement
Le fluide stocké à T2 va voir progressivement sa température baisser jusqu'à T1. Pendant le
temps t :
t=
M Cb Ln T2 - Ta
UP AR
T1 - Ta
(15)
Avec ;
M : masse du fluide stocké en kg, elle peut être calculée par la relation 16.
M = ρ V = ρ H π D2/4
(16)
Application numérique
Chaque bac du bitume oxydé doit contenir au maximum la quantité suivante :
M= 971 x 9,15 x 3,14 x (7,05)2 /4
M= 346824 kg
Pour une variation de température du bac de 1°C, le temps du refroidissement sera :
T = 346824,25 x 0,43 Ln 150 – 7,4
211,771 x 1,1326
149 – 7,4
t = 4,38 h/°C
Page 37
Avec une vitesse de refroidissement pareil, le temps nécessaire pour que le bac se refroidi de
150°C à 110°C est :
t = 40 x 4,38
t = 175 h = 7,3 jours.
F- Calcul de la quantité de chaleur nécessaire
S'il s'agit de maintenir le réservoir à la température Tl, la chaleur fournie par la vapeur et
transmise par le dispositif de chauffage doit compenser exactement les pertes thermiques du
bac vers son milieu, ce qui s'écrit:
Q = UP AR (TL – TA)
(17)
Application numérique
La quantité de chaleur nécessaire est :
Qcalc = 211,771 x 1,1326 x (150 – 7,4)
Qcalc = 34204 kcal/h
Mais d’après le design on a :
Qinst = 38777 kcal/h
Donc on peut constater que l’efficacité du dispositif du chauffage est :
η = Qcalc / Qinst
(18)
η = 0,88
2-2-2- Calcul du coefficient du transfert de la chaleur global à partir des corrélations
A l'extérieur du tube le transfert s'effectue en convection forcée en écoulement laminaire (avec
agitation), puisque le bitume est tellement visqueux que la convection naturelle s’annule, par
contre à l’intérieur des tubes, on doit calculer le coefficient de transfert par convection forcée
avec écoulement en régime turbulent.
Pour le régime laminaire à l’extérieur de tube:
Nu = 1,86 (Re Pr Di / L)1/3
(19)
Pour le régime turbulent à l’intérieur du tube :
Nu = 0,023 Re0,8 Pr1/3
(20)
Page 38
Avec :
Nu : nombre de Nusselt
Nu = h d /λ
(21)
Re : nombre de Renolds
Re = v d /υ
(22)
Pr : nombre de Prandtl
Pr = C ρ υ /λ
(23)
Puis on détermine le coefficient de transfert global pour le dispositif de chauffe, on écrit :
1 = 1 + 1 + Rs + RmS
Ug hi0 h0
(24)
Sachant que :
hi0 = hi (di/d0)
(25)
La résistance d’encrassement coté vapeur est négligeable. RmS est la résistance de transfert par
conduction sur une paroi cylindrique, qui se calcul comme suit :
RmS = dex Ln (dex/din)
2 λm
(26)
Application numérique
-
A l’intérieur des tube (coté vapeur) à Tm :
D’abord on doit déterminer la vitesse d’écoulement de la vapeur dans le dispositif de chauffe.
v = qv / Stube = mv / Stube ρ = mv 4 / ρ π din2
(27)
v = 67 x 4 / 3600 x 8,41 x 3,14 x (38,8.10-3)2
v = 2,23 m/s
En appliquant l’équation 22, on trouve :
Re = 38,8.10-3 x 2,225 / 2,057.10-6
Re = 4,2 .104
Cette valeur nous montre que l’écoulement de la vapeur est en régime turbulent.
Puis on utilise l’équation 23 pour trouver :
Pr = 3600 x 8,41 x 2,057.10-6 x 0,644 / 0,0355
Pr = 1,13
Page 39
En utilisant l’équation 20, on trouve :
Nu = 0,023 x (41961)0,8 x (1,13)1/3
Nu = 119,6
En appliquant l’équation 21, on trouve :
hi = 119,6 x 0,035 / 0,039
hi = 114,1 kcal/h.m2.°C
En appliquant l’équation 25, on trouve :
di/d0 = 0,0388 / 0,0508
di/d0 = 0,76
hi0 = 114,1 x 0,76
hi0 = 87,1 kcal/h.m2.°C
-
A l’extérieur des tube (coté bitume) à Tl
D’abord on doit déterminer la vitesse d’écoulement du bitume à l’extérieur du dispositif de
chauffe, en se basant sur l’équation (27)
v = 50 x 4 / 3600 x 3,14 x (7,05)2
v = 3,6.10-4 m/s
En appliquant l’équation 22, on trouve :
Re = 7,05 x 3,6.10-4 / 175.10-6
Re = 14,3
Cette valeur nous montre que l’écoulement du bitume est en régime laminaire.
Puis on utilise l’équation 23 pour trouver :
Pr = 3600 x 0,43 x 175.10-6 x 971 / 0,14
Pr = 1878,9
En utilisant l’équation 19, on trouve :
Nu = 1,86 x (14,33 x 1878,88 x 7,05 / 9,15)1/3
Nu = 51,1
Page 40
En appliquant l’équation 21, on trouve :
h0 = 51,1 x 0,14 / 0,0508
h0 = 140,9 kcal/h.m2.°C
La résistance de transfert du serpentin RmS est calculée par l’équation 26:
RmS = (0,0508 / 2 x 44,625) x Ln (0,0508/0,0388)
RmS = 1,5.10-4 h.m2.°C/kcal
Finalement pour le calcul du coefficient de transfert de chaleur global, on doit appliquer
l’équation 24, elle nous donne :
1/Ug = (1/140,9) + (1/87,1) + (1,5.10-4) + (2.10-3)
Ug = 48,23 kcal/h.m2.°C
2-2-3- Diagnostic du mauvais réchauffage
D’abord il faut calculer de la surface d’échange totale du dispositif de chauffe installé:
SS = surface du tube avec ses ailettes + surface du tube nu
(28)
D’après les valeurs du tableau 15 et en appliquant l’équation précédente, on aura
SS = 14 + (3,14 x 0,0508)
SS = 15,374 m2
Q = UE SS (TV - TL)
(29)
Q = mv LC
(30)
Ou le mv et le LC sont respectivement le débit massique de vapeur et la chaleur latente de la
condensation.
Application numérique
D’abord il faut calculer la quantité de chaleur fournie par la vapeur MS de la raffinerie selon
l’équation 30 comme suit :
LC = ΔHV = HMC - HMS
LC = 3613-3124 = 489 kcal/kg
Q = 67 x 489
Q = 32763 kcal/h
Page 41
D’après l’équation 29, le coefficient d’échange calculé sur la base des paramètres actuels est:
UE = 32763 / 15,374 x (231-110)
UE = 17,6 kcal/h.m2.°C
On remarque que Ug >> UE
Avec les données d’échange actuelles on trouve qu’UE ne représente que « 36,5% » seulement
d’Ug. Selon l’équation 29, les facteurs qui peuvent influer sur le coefficient d’échange global
et qu’on peut manipuler sont : la quantité de chaleur disponible et la surface d’échange installée,
puisque l’écart des températures est imposé dont la Tl est limitée par les conditions de stockage
du bitume, par contre la TV est imposée par le service utilités et les contraintes mécaniques du
métal des conduites et du dispositif de chauffe.
2-2-4- Causes possibles du mauvais transfert de chaleur
A- Cause 1
La quantité de chaleur Qcalc fournie par la vapeur est faible à cause des différences au niveau
de débit, température et pression par rapport les valeurs design.
Qcalc = 32763 kcal/h
Qinst = 38777 kcal/h
La valeur du Qcalc ne représente que « 84,5 % » de la valeur design Qinst. Donc pour corriger le
problème il faut retourner aux valeurs du design, le coefficient d’échange recalculé sera selon
l’équation 29 comme suit:
UE = 38777 / 15,374 x (250-150)
UE = 25,22 kcal/h.m2.°C
On remarque que même avec les donnée d’échange du désigne, UE ne représentera que juste
« 52,3% » de Ug, Donc il faut voir une autre raison de ce mauvais transfert de chaleur.
B- Cause 2
La surface d’échange du dispositif du chauffage était sous-dimensionnée. Pour le
dimensionnement on applique l’équation 29 en utilisant le coefficient de transfert globale UG.
Application numérique
SS = 38777 /48,23 x (250-150)
SS = 8,04 m2 < 15,374 m2 déjà installée
Il est clair que la surface disponible est plus que suffisante pour le transfert de chaleur voulu.
Page 42
C- Cause 3
La cause derrière le mauvais réchauffage est la quantité de chaleur calculée insuffisante. Lors
du dimensionnement par le constructeur et dans nos calculs, on a considéré que le calorifugeage
des bacs a une efficacité parfaite, mais en pratique l’isolation est loin d’être idéale, et en plus il
peut être même mal-installé ou mal-renouvelé.
Donc on propose de recalculer la quantité de chaleur nécessaire pour le réchauffage des bacs
sans prendre en considération le calorifugeage, la quantité de chaleur calculée par cette méthode
sera surdimensionnée ou bien le cas extrême maximal, et la quantité de chaleur calculée
précédemment représente le cas extrême minimal.
Dans ce cas-là on va éliminer le terme « eC/λC » dans les équations 5 et 7, ou il joue le rôle d’une
résistance au transfert de la chaleur, par contre on le garde dans l’équation 6 pour trouver les
températures des parois métalliques et la face extérieure de calorifugeage.
Application numérique
On prend les mêmes valeurs des températures des parois métalliques « TP » du fond, robe, toit
et les faces extérieures du calorifugeage « TC » calculées précédemment. Selon l’équation 2 la
valeur de « UF » ne dépend pas du calorifugeage, même chose pour les corrélations concernant
le calcul des coefficients de transfert locaux comme « hl, ha et hg ».
En appliquant l’équation 5 pour le calcul du coefficient de transfert de chaleur pour la paroi
latérale, on trouve ;
1/UP = (1/10,259) + (2.10-3) + (4,76.10-3/44,625) + (7,05/37,5)
UP = 3,479 kcal/h.m2.°C
En appliquant l’équation 7 pour le calcul du coefficient de transfert de chaleur pour du toit, on
trouve ;
1/UT = (1/126) + (0,196/0,025) + (1/9) + (4,76.10-3/44,62) + (1/35)
UT = 0,125 kcal/h.m2.°C
Les valeurs des surfaces des pertes locales « AF, AP, AT » ont les mêmes valeurs comme le
premier cas. En remplaçant les nouvelles valeurs du « UP et UT » dans l’équation 11, on trouve :
AR = (0,146 x 39,04 / 3,48) + (0,125 x 39,57 / 3,48) + (202,6648)
AR = 205,72 m2
Page 43
Le temps du refroidissement recalculé par l’équation 15 est de:
t = 346824,25 x 0,43 Ln 150 – 7,4
205,72 x 3,48
149 – 7,4
t = 1,47 h/°C
Avec cette vitesse de refroidissement, le temps nécessaire pour que le bac se refroidi de 150 à
110°C est dans 59 h ≈ 2,4 jours.
La quantité de chaleur nécessaire pour maintenir la température de stockage est calculée par
l’équation 17 comme suit :
Q = 205,72 x 3,48 x (150 – 7,4)
Q = 102048 kcal/h
Si on garde la même efficacité du dispositif de chauffe η = 0,88, en appliquant l’équation 18 :
Q = 102048 / 0,88
Q = 115691 kcal/h
Avec cette quantité de chaleur, on doit déterminer un nouveau débit de la vapeur MS par
l’équation 30 comme suit:
mv = 115691 / 487
mv = 237,6 kg/h
Maintenant on doit recalculer le coefficient de transfert local coté vapeur avec le nouveaux
débit. D’abord on doit déterminer la vitesse d’écoulement de la vapeur dans le dispositif de
chauffe à partir de l’équation 27
v = 237,6 x 4 / 3600 x 8,41 x 3,14 x (38,8.10-3)2
v = 6,64 m/s
En appliquant l’équation 22, on trouve :
Re = 38,8.10-3 x 6,64 / 2,057.10-6
Re = 1,25.105
Cette valeur nous montre que l’écoulement de la vapeur est en régime turbulent. La valeur du
nombre du « Pr » dépend seulement des propretés thermiques de la vapeur MS.
Page 44
En utilisant l’équation 20, on trouve :
Nu = 0,023 x (1,25.105)0,8 x (1,13)1/3 x 1
Nu = 286,7
En appliquant l’équation 21, on trouve :
hi = 286,7 x 0,035 / 0,039
hi = 262,5 kcal/h.m2.°C
En appliquant l’équation 25, on trouve :
hi0 = 262,5 x 0,76
hi0 = 200,4 kcal/h.m2.°C
Puis on détermine le coefficient de transfert global pour le dispositif de chauffe à partir
l’équation 24 comme suit :
1/UG = (1/140,9) + (1/200,4) + (1,5.10-4) + (2.10-3)
UG = 70,2 kcal/h.m2.°C
En se basant sur la surface d’échange installée et la quantité de chaleur maximale, on peut
calculer le coefficient de transfert global estimé par les données disponibles.
UE = 115691 / 15,374 x (250 – 150)
UE = 75,25 kcal/h.m2.°C > UG
On remarque que les deux valeurs sont proche « 7 % de surplus », en conséquence le transfert
de chaleur sera amélioré avec le nouveau débit de vapeur chauffante.
On remarque aussi que le temps de refroidissement du bac est estimé entre 2,4 et 7,3 jours, ce
qu’est comparable avec le temps mentionné dans la problématique (3 à 7 jours), ce dernier était
basée sur notre observation pendant la période de stage et l’expérience du personnel de l’unité.
Page 45
3- Modifications proposées
3-1- Garder la vapeur comme fluide caloporteur
A- Augmentation du débit de vapeur destinée pour le réchauffage avec la maintenance
de tout le circuit du vapeur de la raffinerie.
D’après les calculs et les valeurs trouvées dans la partie vérification des performances du
réchauffeur, on recommande d’augmenter le débit de la vapeur du réchauffage, comme suit :
Pour un seul bac :
Q = 115691 kcal/h ; assurée par un débit mv = 237,6 kg/h de vapeur MS.
Pour les trois bacs :
Q = 347073 kcal/h ; assurée par un débit mv = 712,7 kg/h de vapeur MS.
Cette proposition est faisable puisque la quantité de la vapeur produite par les chaudières de la
raffinerie (plusieurs tonnes /h) peut satisfaire largement la demande supplémentaire en vapeur.
B- Maintenance du réchauffeur faisceau-calandre à la vapeur déjà installé (E101),
inclue la maintenance de tout le circuit chaud (vapeur) de la raffinerie.
Cet échangeur était proposé par une étude antérieur en (1997) et installé en (1999) puis était
met hors service en (2005) à cause du feuillard interne du coté tube due à la corrosion. A cause
de sa technologie, sa réparation était difficile. Par l’implantation de cet échangeur, ils ont ajouté
à la fois une quantité de chaleur et une surface d’échange supplémentaire, et on a augmenté la
température TV de la vapeur.
Ce réchauffeur dont les caractéristiques géométriques sont présentées dans le tableau 17, est
localisé juste à côté des bacs, il va fonctionner en circulation fermée bacs-pompes-échangeurbacs. Il faut noter que cette proposition est faisable mais nécessite une maintenance en continue.
.
Tableau 17 : Caractéristiques de l’échangeur 70-E-101
Type
B.E.U
Surface d’échange
157,15 m2
Fluide coté tube (chaud)
Vapeur MS
TMS
300°C
TMC
227°C
PMS
29 kg/cm2
mv
2427 kg/h
Fluide coté calandre (froid)
B. Oxydé
Débit du bitume
50 m3/h
Page 46
3-2- Etude du remplacement de la vapeur MS par un autre fluide caloporteur
On propose d’utiliser l’huile colporteuse TORADA TC-32 à cause de ses avantages qui sont
déjà présentées dans le chapitre IV (tableau 11).
D’abord, il faut calculer le débit d’huile à faire circuler dans le dispositif de chauffe, en se
basant sur les caractéristiques de l’huile présentées dans le tableau 10, et les conditions d’entrée
et de sortie de l’huile utilisée et exigées par le système de réchauffage de l’huile.
3-2-1- Changement de la forme du serpentin
Selon la littérature, le serpentin disposé dans le fond du réservoir est constitué en général par
un tube, soit enroulé en hélice, soit assemblé sous forme d'épingles (figure 13- a & b).
(a)
(b)
(c)
Figure 13 : Formes de serpentin de chauffage des bacs [4]
Lorsque le produit stocké est très visqueux (huile épaisse, fuel-oil lourd ou asphalte) le maintien
du bac en température ou son réchauffage est très onéreux, car la viscosité du produit annule
pratiquement la convection naturelle, à moins que l’on ne chauffe à température relativement
élevé. On pourrait améliorer cette situation en utilisant des agitateurs, mais le poste d’énergie
pour faire fonctionner ces appareils serait très couteux.
C’est pourquoi on préfère dans ces cas d’utiliser un réchauffeur-baïonnette sur la bride
d’évacuation (figure 13-c). Ainsi, on a un système très souple qui ne fonctionne que lorsque la
pompe d’aspiration est en service. Seul, le liquide entourant l’appareil est chauffé, évacué et
remplacer par du liquide froid sous l’effet de la pression hydrostatique.
On propose de changer la forme du réchauffeur en forme d’épingle, à ce stade on peut déduire
la nouvelle surface d’échange.
Page 47
3-2-2- Dimensionnement du serpentin
Le dimensionnement du serpentin en forme d’épingle en acier au carbone de 1", démarre par la
détermination du débit d’huile nécessaire à partir de l’équation 31.
Q = mh Ch (Th2 – Th1)
(31)
Pour la pompabilité et la stabilité thermique de la TORADA TC-32, il est préféré de l’utilisée
dans la plage de la température entre 180 et 300°C. Le tableau 18 nous montre les propriétés
thermiques de l’huile chauffante.
Tableau 18: Propriétés thermiques de l’huile TORADA TC-32 utilisée dans le système Hot-Oil existant [16]
Propriétés
Désignation et unités
T2 = 290°C
T1 = 200°C
à Tm
Chaleur spécifique
c (kcal/kg°C)
0,69
0,59
0,64
Masse volumique
ρ (kg/m3)
720
780
750
Conductivité thermique
λ (kcal/h.m.°C)
0,079
0,1
0,09
Viscosité cinématique
υ (10-6 m2/s)
0,86
1,7
1,28
Application numérique
On prend les valeurs de T2 et T1 comme celle du système Hot-Oïl existant à la raffinerie. Selon
l’équation 31 et en se basant sur les valeurs du tableau 18, le débit massique d’huile nécessaire
pour le transfert de chaleur huile-bitume, est (équation 31):
mh = 115691 / 0,64 x (290 - 190)
mh = 1807,6 kg/h
Pour trouver le débit volumique, on applique l’équation 27 comme suit :
qv = 1807,6 / 750
qv = 2,41 m3/h
Maintenant on peut déterminer la vitesse d’écoulement de l’huile dans le serpentin de chauffage
à partir de l’équation 27 :
v = 2,41 x 4 / 3600 x 3,14 x (21,2.10-3)2
v = 1,9 m/s
Page 48
En appliquant l’équation 22, on trouve :
Re = 21,2.10-3 x 1,9 / 1,28.10-6
Re = 3,1.104
Cette valeur nous montre que l’écoulement de la vapeur est en régime turbulent.
Puis on utilise l’équation 23 pour trouver :
Pr = 3600 x 750 x 1,28.10-6 x 0,64 / 0,09
Pr = 24,6
En utilisant l’équation 20, on trouve :
Nu = 0,023 x (3,1.104)0,8 x (24,6)1/3 x 1
Nu = 265
En appliquant les équations 21 et 25, on trouve :
hi = 265 x 0,09 / 0,02118
hi = 1125,7 kcal/h.m2.°C
di/d0 = 0,0254 / 0,02118
di/d0 = 0,834
hi0 = 939 kcal/h.m2.°C
Puis on détermine le coefficient de transfert global pour le serpentin à partir l’équation 24, en
ajoutant la résistance d’encrassement de l’huile comme suit :
1/UG = (1/140,9) + (1/939) + (2.10-4) + (1,5.10-4) + (2.10-3 x 0,0254/0,0212)
UG = 103,5 kcal/h.m2.°C
Pour le calcul de surface d’échange nécessaire pour l’échange, on applique l’équation 29 :
SS = 115691 / 103,5 x (290 – 150)
S S = 8 m2
Ce que représente « 52% » seulement de la surface installée actuellement avec le réchauffage à
vapeur. La longueur du serpentin proposé sera calculée à partir de l’équation 32.
L = SS / π dex
(32)
L = 8 / 3,14 x 0,0254
L = 100 m
Page 49
3-2-3- Source d’énergie
Lors de la réhabilitation de la raffinerie, deux unités d’huile chaude identiques ont été installé.
Ces unités assurent le réchauffage avec l’huile caloporteuse utilisée dans plusieurs procédés
(figure 14), chaque unité possède les équipements mentionnés ci-dessous, et les caractéristiques
présentées par le tableau 19.
- Pompes (2 pompes, 1 en standby) refoulent à une pression de P = 13,5 kg/cm2.
- Ballon d’expansion d’huile (actuellement plein 42%).
- Four cylindrique avec 12 bruleurs.
Figure 14 : Circuit de distribution d’huile chaude [16]
Tableau 19 : Capacités demandées pour la faisabilité du système de réchauffage via Hot-oil [16, 17]
Caractéristiques
Puissance thermique
Débit d’huile
Volume d’huile
Unités
Total
Disponible
106 kcal/h
200
34
m3/h
930
155
m3
180
104
Page 50
Application numérique ;
La puissance thermique demandée pour réchauffer les trois bacs de bitume oxydé ;
Q = 115691 x 3
Q = 3,8 105 kcal/h
Cette quantité de chaleur doit être portée par un débit d’huile de ;
mh = 2,41 x 3
mh = 7,23 m3/h
Le volume d’huile nécessaire pour notre système est calculé sur la base d’une tuyauterie 6".
La distance entre les bacs des bitumes et les fours des unités du Hot-Oïl est de : L = 1030 m.
V = (volume des conduites en 6") + (volume des serpentins)
V = (n’ x L’ x π x d’2/4) + (n x L x π x d2/4)
(32)
V = (2 x 1030 x 3,14 x (0,152/2)2) + (3 x 67 x 3,14 x (0,051/2)2)
V = 38 m3
Cette proposition est faisable mais nécessite une étude ultérieure sur la tuyauterie, pertes de
charges et calcul des pompes.
La figure 15 représente le schéma du circuit d’huile chaude proposé.
Figure 15 : Circuit d’huile chaude suggéré
Page 51
Conclusions
&
Recommandations
Conclusions
Dans ce travail, on a vu le procédé de la fabrication des bitumes au sein de la raffinerie de
Skikda, la technologie liée à la conception des bacs de stockage et des généralités sur le
réchauffage et les fluides caloporteurs.
La baisse de la température dans les bacs de stockage contenant du bitume oxydé dense et très
visqueux remporte plusieurs problèmes au niveau du stockage et transfert de ce produit. Pour
réduire l’impact de ces problèmes, il faut élever la température du bitume oxydé afin d’en rendre
le produit plus fluide.
La deuxième partie de ce travail était consacrée pour le diagnostic de ce problème. Les résultats
obtenus montrent que la sous-estimation du débit du vapeur caloporteuse est la cause directe
derrière le mauvais réchauffage des bacs, dont la quantité de chaleur nécessaire pour le maintien
de la température a été basée sur les caractéristiques d'isolation thermique idéale de notre
calorifugeage, ce qu’est loin d’être vrai.
La résolution du problème est directe, on doit augmenter le débit de vapeur destinée au
réchauffage ou bien la maintenance de l’échangeur déjà installée pour ce but.
On a étudié la faisabilité du remplacement de la vapeur par l’huile TORADA TC-32. On peut
constater, que cette proposition est faisable, et l’utilisation de cette huile chauffante porte
plusieurs avantages comme la réduction de la corrosion, moussage, contamination du bitume
par l’eau et une consommation économisée de l’eau.
Page 52
Recommandations
Notre objet qu’est la faisabilité a été réalisé par l’étude technique, mais ce travail sera mieux
valorisé si on a fait une étude technico-économique pour choisir la meilleure solution pour
l’unité parmi les modifications proposées et citées dans la dernière partie, une étude pareil doit
contenir les couts d’investissement et d’exploitation des différents propositions.
Autre proposition peut être le sujet d’une autre étude plus détaillée, comme l’installation d’une
petite chaudière à huile comme la source d’énergie pour le réchauffage de l’huile caloporteuse.
La centrale des bitumes localisée à l’ancien port de Skikda dispose d’un système de chauffage
similaire. Elle est constituée de quatre chaudières à huile chauffante et une autre à vapeur.
Durant cette étude, le calcul des pertes de charges n’a pas été considéré. Pour compléter le
travail dans le futur il faut intégrer les calculs hydrauliques, puisqu’ils sont nécessaires pour le
dimensionnement des tuyauteries et les pompes à installer.
Comme perspectives et afin d'approfondir l'étude technico-économique, il faut tenir compte de
tous les bacs dans le parc de stockage de la raffinerie de Skikda (fioul-oïl, BRI, Bitume
routier…), qui ont le même problème de refroidissement mais d’une façon moins visible
puisque les produits sont moins visqueux que le bitume oxydé et ils sont fluides à la température
ambiante.
Page 53
Références
Bibliographiques
Références Bibliographiques
[01]: Manuel opératoire – Distillation sous vide - unité 70-RA1K, 2005.
[02]: Manuel des Spécifications des Produits Pétroliers NAFTEC, 1992.
[03]: Groupement professionnel des bitumes – Numéro spécial 1- Juin 2005.
www.bitume.info/magazinespdf/51.pdf / (Consulté: le 22/11/2014)
[04]: P.WUITHIER,"Le pétrole. Raffinage et génie chimique ; Réservoir de stockage", Tome II,
p1420-1446.
[05]: http://fr.wikipedia.org/wiki/Stockage_du_pétrole_et_du_gaz (Consulté : le 22/11/2014)
[06]: R.CHAMAYOU, "Réservoirs métalliques pour stockage des liquides. Généralités",
Techniques de l’Ingénieur, BM 6 590, 1997.
[07]: R.CHAMAYOU, "Réservoirs métalliques : stockages des liquides à température ambiante",
Techniques de l’Ingénieur. BM 6 591, 1997.
[08]: C. MARVILLET, "Fluides caloporteurs et frigoporteurs - Définitions. Critères de choix"
Techniques de l’Ingénieur, BE9570.
[09]: Installations à huile caloporteuse-Institut de sécurité Swissi SA;
www.swissi.ch/uploads/media/132100f.pdf (Consulté: le 22/11/2014)
[10]: C. MARVILLET, "Fluides caloporteurs - Propriétés", Techniques de l’Ingénieur, BE9571.
[11]: Fiche technique NAFTAL, essai des performances des huiles caloporteuses - Torada TC32 – 2012
[12]: http://fr.wikipedia.org/wiki/Vapeur_d'eau (Consulté : le 22/11/2014)
[13]: Serpentine Coil Thermal and Fluid Heaters from American Heating Company "pdf"
http://www.americanheatingco.com/serpentine.html (Consulté: le 22/11/2014)
[14]: Fiche technique du RA1K, N°:600-RA-E-23101, 28034, 28627 et 28927
[15]: Documents des utilités /RA1K - P&ID offsite pipelines – N° :6648-0000-5-PS-PI-003-4
[16]: Manuelle opératoire et de maintenance - système Hot-Oil - Unités 1120 & 1121
[17]: Fiche technique du RA1K, N°6648-1120-02-DS-1601,1201 et 1301
[18]: I. JACUBOWIEZ, " Fours industriels", Techniques de l’Ingénieur, BE 8842.
[19] : P.Trambouze ; "Matériels et Equipements" ; Tome 4 ; Chapitre 5 "Fours de
Procédés"Technip-1992.
[20]: A.RIOU et JP. DEPAUW "Différents types de chaudières industrielles" Techniques de
l’Ingénieur, B 1480.
[21]: J. PARISOT, "Conception et calcul des chaudières : généralités et bilans", Techniques de
l’Ingénieur, B 1460.
[22]: Donald G. Fink and H. Wayne Beaty, Standard Handbook for Electrical Engineers, Eleventh
Edition,McGraw-Hill, New York, 1978, ISBN 0-07-020974-X, pages 21-144 to 21-188
i
Annexes
ANNEXE "A"
1- Origine des bitumes
L’usage du bitume remonte à l’aube de notre histoire et les récits de l’Antiquité sont riches en références
à ce matériau dont les anciens Egyptiens se servaient pour calfater les embarcations, construire les
édifices et préparer les momies. Les Grecs et les Romains, qui en connaissaient l’usage, l’avaient baptisé
respectivement “asphaltos” et “bitumen”. Les deux mots existent encore aujourd’hui sous des formes très
proches (asphalte, asphalt, bitume, bitumen…) dans les langues occidentales modernes.
En français, le mot bitume désigne à l’origine un produit dérivé du pétrole, présent à l’état naturel sous
forme suintante (Mexique, Venezuela, Trinidad…), dans des dépôts sous forme d’amas ou en
imprégnation dans des roches poreuses (Madagascar, Pont-du-Château en France…).
L’asphalte désigne, également à l’origine, des roches calcaires, où le bitume est présent, généralement
dans la proportion de 8 à 10 %, quelquefois davantage. [3]
2- Composition des bitumes
On peut, à l’aide de solvants sélectifs, séparer le bitume en plusieurs fractions qui appartiennent
principalement à quatre familles.
Par précipitation à l’heptane normal, on recueille les asphaltènes, insolubles. A la température ambiante,
les asphaltènes se présentent sous l’aspect d’un corps solide, noir, cassant, à point de ramollissement élevé.
Le pourcentage d’asphaltènes sera d’autant plus élevé que le bitume sera plus dur.
La fraction soluble dans l’heptane correspond aux maltènes, d’aspect huileux, que l’on peut séparer en trois
phases par passage sur une colonne chromatographique. Une première élution à l’heptane normal permet
de récupérer les huiles saturées. Une deuxième élution à l’aide de toluène conduit à récupérer les huiles
aromatiques et naphténo-aromatiques, enfin, une troisième élution au moyen d’un mélange
toluène/méthanol permet d’extraire les résines.
Il faut noter que les hydrocarbures dits “aromatiques” et “naphténo-aromatiques” ne renferment pas de
composés aromatiques purs, mais les noyaux sont toujours substitués par des chaînes aliphatiques ou des
cycles saturés.
ii
Figure 1 : Schéma de séparation chimique des constituants des bitumes [3]
Le bitume de distillation, se présente comme un système colloïdal dans lequel les asphaltènes peptisés par
les résines constituent les micelles, tandis que les huiles représentent la phase intermicellaire.
Ce système peut être considéré comme un sol présentant les caractéristiques des liquides newtoniens.
Les asphaltènes peuvent être plus ou moins floculés, ce qui explique que le bitume puisse se comporter
comme un gel et présenter les caractéristiques des liquides non-newtoniens. C’est en particulier le cas des
bitumes dits oxydés dans lesquels des phénomènes de déshydrogénation, de polymérisation des asphaltènes
et des résines leur donnent quelquefois le comportement des composés thixotropes.
a
b
Figure 2 : Représentation schématique d’un bitume type SOL (a) et type GEL (b). [3]
Les bitumes sols présentent une excellente résistance aux sollicitations rapides, en contrepartie les bitumes
gels sont plus résistant aux variations de température, mais entre ces deux types de comportements
extrêmes, il existe toutes les variantes intermédiaires possibles.
iii
3- Description des essais et analyses liés au contrôle de marche de l’unité
Selon la façon dont est conduite la fabrication du bitume, par distillation, désaphaltage au
solvant ou oxydation, il est possible d’obtenir des bitumes de pénétrabilité plus ou moins élevée. Cette
propriété fait partie des deux caractéristiques fondamentales de chaque bitume, avec la température de
ramollissement. On ajouter des tests spécifiques comme : le point d’éclair, la ductilité.
3-1- Pénétration :
La caractéristique présentée sous le nom de pénétrabilité représente, exprimée en dixièmes de millimètre
(0,1 mm), la mesure de la pénétration dans un échantillon de bitume, au bout d’un temps de 5 secondes,
d’une aiguille dont le poids avec son support est de 100 g. La pénétrabilité la plus couramment utilisée est
celle qui est mesurée à 25°C. A une température donnée, plus le bitume est dur, plus la valeur de
sa pénétrabilité est faible. Un bitume 20/30 est plus dur qu’un 35/50. [3]
3-2- Point de ramollissement :
Les bitumes n’ont pas de point de fusion franc ; leur consistance décroît progressivement lorsque la
température s’élève. Pour cette raison, la détermination du point de ramollissement doit être faite en
suivant une méthode normalisée « bille et anneau ».
Une bille d’acier de 3,5 g et de 9,5 mm de diamètre est placée sur un petit disque de bitume posé sur un
anneau de métal de 19 mm de diamètre. L’ensemble est chauffé à vitesse constante (5 °C/min). Le point
de ramollissement bille et anneau (TBA) est la température à laquelle le poids de la bille imprime à
l’échantillon une déformation verticale de 25 mm. [3]
iv
ANNEXE "B"
1- Configuration des réservoirs de stockage
Les différents modes de stockage et types de réservoirs sont donnés sur le tableau 01 et figure 11.
Tableau : Modes de stockage et types de réservoirs en fonction du produit stocké. [6]
Figure 1 : Différents types des réservoirs [4, 7]
v
2- Présentation et Classification des réservoirs atmosphériques
Ce sont des réservoirs cylindriques verticaux à fond plat que l’on peut différencier par le type de couverture.
o Les cuves ouvertes (figure 12-a) ne comportent
pas de toit et leur emploi est limité aux quelques
liquides que l’on peut exposer à l’air libre-sans
danger-
pour
leur
qualité
ou
pour
l’environnement.
o Les réservoirs à toit fixe (figure 12-b) sont
pourvus d’un toit et permettent donc une
meilleure conservation des liquides volatils,
dangereux ou polluants.
o Les réservoirs à toit flottant (figure 12-c)
comprennent une structure flottante, directement
posée sur le liquide, ces réservoirs, en raison de
leur remarquable capacité à réduire les
évaporations, sont réservés au stockage des
produits les plus volatils.
Figure 2 : Réservoirs atmosphériques [7]
3- Problèmes liés aux bacs à toits fixes
Un réservoir à toit fixe n'est jamais complètement rempli de liquide et il existe toujours au-dessus du produit
stocké un espace gazeux, composé d'un mélange d'air et de vapeur émise par le liquide.
Figure 3 : Réservoirs à toit fixe : pertes de produit [7]
vi
Au cours de la journée, lorsque le soleil chauffe le réservoir, le liquide s‘évapore et la pression dans le
réservoir s'élève. Les réservoirs à toit fixe ne sont conçus que pour de faibles surpressions. L'expansion
provoquée par cet échauffement et le mélange air-vapeur doit être évacué dans l'atmosphère au travers des
évents de toit.
Tout au contraire, durant la nuit quand la température baisse, les vapeurs se condensent et de l'air extérieur
doit être admis dans le réservoir, par les évents de toit, pour éviter que la structure ne soit soumise aux
effets d'une dépression interne.
Cet air se mélange ensuite, jusqu’à saturation, avec la vapeur émise par le liquide et, au cours de l'expiration
du jour suivant, une nouvelle quantité de produit sera expulsée dans l'atmosphère.
Le même phénomène de respiration est produit par les variations de la pression atmosphérique. Chaque fois
que cette respiration se manifeste, les pertes augmentent et le volume du liquide conservé se réduit. Ces
pertes sont appelées pertes par respiration (figure 09-a).
Lorsque l’on soutire du liquide, de l’air est également aspiré dans l’espace vapeur, et un nouvel équilibre
du mélange air-vapeur se crée en provoquant une évaporation du liquide qui conduit à une réduction du
volume stocké. Par ailleurs, quand on remplit le réservoir, le mélange riche air-vapeur est expulsé à
l’extérieur par les évents et perdu dans l’atmosphère. Les pertes associées à ces mouvements de produit
sont appelées pertes par remplissage (figure 09-b).
4- La pression dans les bacs
Les réservoirs avec toit supporté sont étudiés pour une surpression et une dépression internes n’excédant
pas respectivement + 5 et – 2,5 mbar. Cette faible pression interne n’entraîne aucun soulèvement de la robe
et ces réservoirs ne comportent donc aucun ancrage, sauf lorsqu’ils sont nécessaires pour la tenue au vent
ou au séisme de la structure.
Les surpressions et dépression internes d’étude retenues pour les réservoirs à toits autoportants sont en
général supérieures à celles des toits supportés en raison du profil plus profond de ces toits. Leurs valeurs
sont souvent respectivement fixées à + 25 et – 5 mbar.
Les toits fixes autoportants sont quelquefois préférés aux toits supportés par poteaux, en particulier sur des
sols où des tassements importants sont attendus. [7]
vii
ANNEXE "C"
viii
ix
ANNEXE "D"
Tableau : Principaux critères de choix des fluides organiques. [10]
Huile
Critère de sélection
minérale
Huile synthétique
Huile aromatique
Fluide
de
Huile
halogéné (PFC, CFC,
silicone
HCFC et HFE)
Stabilité thermique
< 330 °C
<430 °C
<400 °C
<200°C
Point éclaire (°C)
200 à 280
100 à 200
40 à 256
inflammable
-50/400 °C
-60/400 °C
liquide
liquide
Domaine et état normal -20/300 °C
liquide
d’utilisation
synthèse
-80/200 °C
liquide
liquide/ vapeur
- chauffage indirect de liquide ou de polymères.
Domaine
industriel
d’application
- traçage de tuyauteries.
- système énergétique.
-récupération d’énergie.
-séchage et chauffage de matériaux.
Pouvoir
caloporteur Pouvoir caloporteur dégradé par rapport à l’eau (2 fois moindre, en
(ρCp).
Coefficient
moyenne).
de le Coefficient de performance énergétique de deux ordres de grandeur
performance
inférieurs à ceux de l’eau. Différenciation entre fluides organiques par les
énergétique
valeurs de viscosité.
Eviter l’inhalation et
Toxicité
Faible
le contact avec la Faible
Faible
peau
Inflammabilité
Effets
environnementaux
Faible
Fiable à moyenne
Moyenne à
élevée
Aucune
Risque de rejet ou fuite accidentelle à l’égout ou dans les soles
Compatibilité avec les - bonne avec les métaux
Très bonne avec tous les
matériaux
- variable avec les polymères et caoutchoucs
métaux
Solubilité de l’eau
Faible
Très faible
Faible
Très faible
x
ANNEXE "E"
Sources de chaleur pour le réchauffage d’huiles
A- Les fours industriels
Un four est un équipement utilisé pour élever la température d’un produit. Il peut être soit :
•
un équipement destiné uniquement au chauffage comme le cas du réchauffage de pétrole brut avant
distillation atmosphérique.
•
un véritable réacteur dans lequel on élabore les produits comme le cas du four de vapocraquage de
la pétrochimie.
Toute classification est arbitraire, elle est toutefois utile dans la mesure où elle permet de retrouver des
caractéristiques communes à des équipements, à première vue, très différents. [18]
A titre d'exemple on peut classer les fours en fonction du niveau de température, du combustible, de la
manutention du produit (continus ou discontinus), du procédé de chauffage (direct ou indirect) et de la
forme (cylindrique, cabine ou spéciaux).
Figure 1 : schéma d'un four de processus industriel. [19]
Un four classique comprend :
-
Une zone de rayonnement formant la chambre de combustion garnie intérieurement de matériau
réfractaire isolant.
-
Une zone de convection garnie aussi.
-
Un faisceau tubulaire en zones de radiation et de convection.
-
Un équipement de chauffe ; les bruleurs situés à la base.
-
Une cheminée garnie avec registre.
-
Les accessoires divers tels que : portes d’explosion, analyseur d’oxygène, regards...etc
xi
B- Chaudière à fluide caloporteur
L’apparition des chaudières à fluide caloporteur, encore appelées chaudières à fluide thermique, est liée au
développement des industries chimiques et pétrochimiques après la 1ere Guerre mondiale. Ces industries
exigeaient en effet, pour leur fabrication, des niveaux de température de plus en plus élevés, difficiles à
atteindre avec des générateurs thermiques classiques, sauf au prix de pressions de travail très élevées. La
propriété marquante des fluides caloporteurs est, en effet, de permettre un réchauffage dans la plage de
température 300 à 400°C à des pressions inférieures à 10 bar.
Figure 2 : Schéma d'un four de processus industriel. [20]
xii
ANNEXE "F"
Les chaudières
Le rôle d’une chaudière est essentiellement de transmettre la chaleur à l’eau sous pression pour obtenir soit
de l’eau surchauffée sous pression, soit de la vapeur.
-
La vapeur à haute pression : (P = 48 bar, T = 490 °C) pour les turbomachines, turboalternateur.
-
La vapeur à moyenne pression : (P =12 - 25 bar, T = 300°C) pour les éjecteurs et les procèdes.
-
La vapeur à basse pression (P = 3 bar, T = 190°C) pour les échangeurs.
Les sources de chaleur envisagées proviennent soit de la combustion de produits fossiles tels que charbon,
pétrole, gaz naturel, soit de la combustion de sous-produits tels que fuel, gaz de raffinerie, de gazogène, de
four à coke. [21]
Classification en fonction de la conception
C’est une gageure que de vouloir établir une classification des chaudières industrielles, Il est évident que
chaque modèle de chaudière possède, de par sa conception et ses dimensions en général, une limitation en
capacité de production de vapeur ; mais il est bien rare de buter sur tous les critères de limitation en même
temps et il suffit souvent de changer un paramètre pour étendre sensiblement la plage d’utilisation. [20]
La distinction la plus nette du point de vue conception est celle qui apparaît entre :
-
les chaudières à tubes de fumées parcourus intérieurement par les gaz de combustion.
-
les chaudières à tubes d’eau parcourus intérieurement par l’eau et l’émulsion eau-vapeur.
A- Chaudières à tubes de fumées
La figure 1 montre, le schéma d’une chaudière cylindrique, dont le principe de conception se retrouve dans
les chaudières à tubes de fumées modernes.
Cette chaudière est courte et de fort diamètre pour avoir un niveau d’eau situé très haut au-dessus des tubes
foyers. Cette disposition permet de placer le grand nombre de tubes de fumées nécessaires pour obtenir la
surface d’échange voulue, ou bien créer plusieurs parcours de fumées pour augmenter encore la surface
d’échange en allongeant le circuit et parvenir à la conception des chaudières à tubes de fumées actuelles
qui sont à 2 ou 3 passages de fumées.
Ils existent plusieurs variétés de ce type de chaudière, on va juste les citer;
-
Chaudières à tube foyer traversant et boîte de fumées extérieure.
-
Chaudières à boîte de fumées immergée.
-
Chaudières à boîte de fumées refroidie.
-
Chaudières ambitubulaires.
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Figure 1: Schéma d’une Chaudière cylindrique [20]
B- Chaudières à tubes d’eau
Les chaudières à tubes d’eau représentent la grande majorité des chaudières en service, elles permettent de
couvrir toute la gamme de vaporisation des chaudières industrielles de 0,1 à 400 t/h.
Elles ne subissent pas les contraintes des chaudières à tubes de fumées (dimensions du corps cylindrique,
tubes soumis à la pression extérieure, etc.)
Parmi les chaudières à tubes d’eau, passons en revue :
-
les petites chaudières à vaporisation instantanée.
-
les petites chaudières à tubes borgnes.
-
les chaudières à tubes inclinés ou verticaux.
Figure 2 : Schéma d’une chaudière Field ordinaire [20]
xiv
ANNEXES « G »
Réchauffage électrique [22]
Le chauffage électrique est un procédé dans lequel l'énergie électrique est convertie en chaleur. Les
applications courantes incluent le chauffage domestique, le chauffage dans les automobiles, des procédés
industriels et les bacs de stockage de faible capacité. L'élément de chauffage à l'intérieur de chaque
dispositif de chauffage électrique est simplement une résistance électrique, et fonctionne sur le principe du
chauffage par effet Joule.
La plupart des dispositifs de chauffage électrique modernes utilisent un fil en nichrome comme élément
actif, supporté par une céramique réfractaire résistantes à la chaleur et électriquement isolante.
Le chauffage électrique est largement utilisé dans l'industrie, il possède des avantages par rapport aux autres
formes incluent un contrôle précis de la température et de la distribution d'énergie thermique.
Le chauffage électrique peut être appliqué avec précision à l'endroit précis dans un processus, à une
concentration élevée de puissance par unité de volume. Et en plus, il est généralement propre, calme et
n'émettent pas de chaleur sous produite ou des fumée. Les équipements de chauffage électrique ont une
grande vitesse de réponse.
Les limites et les inconvénients du chauffage électrique dans l'industrie comprennent le coût élevé de
l'énergie électrique par rapport à l'utilisation directe de carburant, et le coût en capital des deux l'appareil
de chauffage électrique lui-même et l'infrastructure nécessaire pour fournir de grandes quantités d'énergie
électrique au point d'utilisation.
Le processus de chauffage industriels peut être classé selon la température atteinte. Les procédés à faible
température (environ 400°C) comprennent, la cuisson et le séchage, les finitions de durcissement, la
soudure, le moulage et la mise en forme plastique, et le réchauffage des petits bacs de stockage.
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