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 Page 6 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. Page 10 Figure 03: Schéma de l’unité U70 -RA1/K [1] Page 11 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. Page 12 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] Page 13 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] Page 14 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). Page 16 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). Page 19 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. Page 22 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 Page 23 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. xiii 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. xv