Lammi 2016

N° d’ordre : …………..
/ Faculté / UMBB / 2016
REPUBLIQUE ALGERIENNE DEMOCRATIQUE ET POPULAIRE
MINISTERE DE L’ENSEIGNEMENT SUPERIEUR ET DE LA RECHERCHE SCIENTIFIQUE
UNIVERSITE M’HAMED BOUGARA BOUMERDES
Faculté des Hydrocarbures et de la Chimie
Mémoire de fin de cycle
En vue de l’obtention du diplôme de
MASTER
Présenté par :
LAMMI Rafik
SAIDI Ghiles
Filière : Génie des procédés chimiques
Option : Raffinage
Thème
Etude de la possibilité d’augmenter la capacité de l’unité platforming

de la raffinerie d’Alger de 10%.
Devant le jury :
HADJARAB Djamel MCA UMBB Président
BELAMERIE Alaid MCA UMBB Examinateur
OTMANINE Ghazi MCA UMBB Encadreur
Année universitaire 2015 / 2016

Remerciements
En premier lieu nous tenons à remercier ALLAH, notre créateur,
pour nous avoir donné la force d’accomplir ce travail.
Nous remercions vivement notre encadreur Mr Ghazi OTMANINE
pour nous avoir défini et orienté le sujet, pour sa collaboration, son
suivi, sa serviabilité et ses conseils.
Nous remercions également, l’ensemble des membres du jury, de nous
avoir fait l’honneur d’examiner notre travail.
A tous les enseignants de la faculté des hydrocarbures et de la chimie
(UMBB) qui ont contribués à notre formation Scientifique, depuis la
première année préparatoire jusqu’à la cinquième année (master 2) ;
qui, sans leur contribution, le présent travail n’aurait pas pu être
effectué.
Nous tenons à remercier le personnel de la raffinerie d’Alger de nous
avoir donné une chance d’effectuer un stage et contribuer d’avantage
à sa réussite; à leur tête les ingénieurs et opérateurs de l’unité U200.
Enfin, nous remercions tous ceux qui ont participés à la réussite de ce
projet, et ceux que nous avons involontairement oubliés, trouvent ici
l’expression de notre gratitude.

Dédicaces
Je dédie ce modeste travail
A
Mes très chers parents, qui m’ont toujours soutenus et aider durant mon parcours. Vos
prières et votre bénédiction, m’ont été d’un grand secours pour mener à bien mes études. Ce
travail, est le fruit des sacrifices que vous avez consentis pour mon éducation et ma
formation
A mes très chères sœurs Rym, Lamia, Lydia et Sarah, vous êtes pour moi un exemple de
réussite et de persévérance à suivre
A mes adorables neveux Anis et Aline, que Dieu vous protège et vous garde pour moi
A toute ma famille
A mon binôme Ghiles
A tous mes amis
LAMMI Rafik
Dédicaces
Je dédie ce modeste travail
A
Mes parents qui m’ont encouragé
Et qui m’ont aidé pour terminer ce travail
Mes frères et sœurs.
Toute ma famille.
Mes amis qui ont été la pour moi durant les moments de joie et de peine.
Mon binôme : Rafik.
Tous ceux qui m’ont aidé de près ou de loin

Qui ont apporté un concours ou ne serait ce qu’un encouragement.
Saidi Ghiles
‫تلخيص‬
‫ خهق انىمى انكثٍز نحضٍزج انسٍاراخ فً اندشائز طهثا قىٌا عهى انىقىد خصىصا انثىشٌه انذي ٌثقى مه‬،‫فً انىقد انحاضز‬
ً‫ ف‬٪ 10 ‫ أخزٌىا دراسح عهى امكاوٍح سٌادج تىسثح‬، ‫ مه أخم سٌادج اإلوراج انمحهً لنثىشٌه‬.‫انمشرقاخ انىفطٍح األكثز طهثا‬
‫ ٌهدف هذا انعمم إنى انرحقق مه قدرج انمعداخ نضمان انرشغٍم انسهٍم تقدرج‬. ‫طاقح وحدج إوراج انثىشٌه فً مصفاج اندشائز‬
‫ ورائح الحساب ذثٍه أن تعض األخهشج نه ذكىن قادرج عهى انعمم مع هذي انشٌادج (المةدالخ‬. ) ٪ 10 ‫ ( سٌادج تىسثح‬٪110
. ) ‫ ) خالفا نهثعض انرً ٌمكه أن ذعمم تشكم طثٍعً ( تزج و انمفاعالخ‬203D ‫ الفاصم‬، 208E ‫انحزارٌح‬
:‫كهماخ انثحث‬
.‫ انثىشٌه‬-‫ انىقىد‬-– ‫ مفاعم‬-‫ذقىٍح انحفاس‬

Abstract
At present, the progress of the fleet in Algeria has created a strong fuel demand especially
gasoline which remains the most preferred oil derivative. In order to increase the local
production of gasoline we conducted a study on increasing the platforming unit capacity at the
Algiers refinery with 10%. The purpose of the present work is the verification of the ability of
equipments to assure efficiency at 10 % increase. The results of calculation let us say that
some of the devices will not be able to work with such an increase (E208 exchangers,
separator tank D203) unlike others that can function normally (stabilization column and
reactors).
Keywords:
Catalytic reforming -platforming - fuel - gasoline – octane number – reactor - stabilization.
Résumé
De nos jours, le progrès du parc automobile en Algérie a engendré une forte demande en
carburant notamment l’essence qui reste le dérivé de pétrole le plus privilégier. Dans le but
d’accroitre la production locale en essence on a effectué une étude sur l’augmentation de
l’alimentation de l’unité platforming au niveau de la raffinerie d’Alger de 10%. L’intérêt de
ce présent travail est la vérification de la capacité des équipements à assurer le bon
fonctionnement à un régime de 110% (augmentation de 10%). Les résultats de calcul nous
laisse dire que certain des appareils ne pourrons pas travailler avec une telle augmentation
(échangeurs E208, ballon séparateur D203) contrairement a d’autres qui peuvent fonctionner
normalement (colonne de stabilisation et les réacteurs).
Mots clés :
Reformage catalytique -platforming-essence-carburant-indice d’octane-réacteur-stabilisation.
Sommaire
Liste des figures
Liste des tableaux
Introduction ............................................................................................................................. 1
Problématique........................................................................................................................... 2
Partie théorique
I. Présentation de la raffinerie d’Alger ................................................................................. 3
I.1.Situation géographique de la raffinerie ................................................................................. 3
I.2.Historique de la raffinerie ..................................................................................................... 3
I.3.Description des installations de la raffinerie ........................................................................ 3
I.3.1.Installations principales (Unités de production) ................................................................ 3
I.3.2.Installations générales ........................................................................................................ 4
I.4. Production en tonnes par an ................................................................................................ 5
I.5.Nouvelle installation et réhabilitation de la raffinerie d’Alger ............................................. 5
II. Description de l’unité de reformage catalytique (unité200) .......................................... 6
II.1.Circuit catalytique ................................................................................................................ 7
II.1.1. Circuit du réacteur de garde ............................................................................................. 7
II.1.2. Circuit réaction du platforming ...................................................................................... 8
II.2.Circuit effluent ..................................................................................................................... 9
II.3. Circuit gaz de recyclage ..................................................................................................... 9
II.4. Circuit stabilisation .......................................................................................................... 10
II.4.1.Circuit tête débutaniseur ................................................................................................. 10
II.4.2.Circuit fond du débutaniseur ........................................................................................ 11
II.5.Circuit de production de vapeur ....................................................................................... 11
III. Théorie du reformage catalytique .................................................................................. 13
III.1.Historique du procédé ...................................................................................................... 13
III.1.1. Le passe et le présent ................................................................................................... 13
III.1.2. Le futur ......................................................................................................................... 13
III.2. Réactions chimiques ........................................................................................................ 14
III.2.1.Déshydrogénation des naphtènes en aromatiques ........................................................ 14
III.2.2. Déshydrocyclisation des paraffines .............................................................................. 15
III.2.3.Isomérisation des naphtènes .......................................................................................... 15
III.2.4.Isomérisation des paraffines ......................................................................................... 16
III.2.5.Hydrocraquage des paraffines et des naphtènes ............................................................ 16
III.2.6.Formation du coke ......................................................................................................... 17
III.3.Effets des variables opératoires ....................................................................................... 18
III.3.1.Température .................................................................................................................. 18
III.3.2.Pression ......................................................................................................................... 19
III.3.3.Vitesse spatiale (VVH) .................................................................................................. 19
III.3.4.Rapport H2/HC .............................................................................................................. 19
III.3.5.Rapport eau/chlore ....................................................................................................... 20
III.3.6 La charge du reforming catalytique............................................................................... 20
III.3.6.1.Intervalle de la distillation de la charge ..................................................................... 20
III.3.6.2.Composition de la charge .......................................................................................... 21
III.4.Le catalyseur de reforming catalytique ........................................................................... 21
III.4.1. Définition ..................................................................................................................... 21
III.4.2.Types de catalyseurs...................................................................................................... 22
III.4.3.Caractéristiques fondamentales du catalyseur .............................................................. 22
III.4.4.Catalyseur de réformation de l’unité U200 ................................................................... 22
III.4.5.Poisons du catalyseur .................................................................................................... 23
III.4.6.Régénération du catalyseur .......................................................................................... 24
V.Les essenses ......................................................................................................................... 25
IV.1. Définition de l'essence .................................................................................................... 25
IV.2. Caractéristiques principale de l'essence ......................................................................... 25
IV.2.1.Densité .......................................................................................................................... 25
IV.2.2.Tension de vapeur ......................................................................................................... 25
IV.2.3. Distillation ASTM ....................................................................................................... 27
IV.2.4.Indice d’octane .............................................................................................................. 28
IV.2.5.Teneur en gommes ........................................................................................................ 29
IV.2.6. Teneur en soufre .......................................................................................................... 30
IV.2.7. Teneur en plomb (PTE et PTM) .................................................................................. 30
IV.2.8.Spécification des essences............................................................................................. 31
V. Sécurité de l'unité ............................................................................................................. 36
V.1.Sécurité dans la raffinerie .................................................................................................. 36
V.1.1.Surveillance .................................................................................................................... 36
V.1.2.Prévention ...................................................................................................................... 36
V.1.3.Détermination des risques .............................................................................................. 36
V.1.4.Intervention .................................................................................................................... 37
V.2. Sécurité particulière à l’unité de reforming ..................................................................... 37
Partie calcul
VI. Calcul des réacteurs .......................................................................................................... 39
VII. Calcul du ballon séparateur D203 ................................................................................... 65
VIII. Calcul de la colonne de stabilisation C202 ..................................................................... 69
IX. Calcul des échangeurs de chaleur E208 ............................................................................. 84
Conclusion .............................................................................................................................. 88
Annexe
Bibliographie
Liste des figures
Page
Figure (II-1) : Schéma technologique de l’unité de platforming de la raffinerie d’Alger. 6
Figure (II-2) : Schéma du circuit catalytique et effluent de l’unité de Platforming. 7
Figure (II-3) : Débutaniseur C-202 (colonne de stabilisation). 10
Figure (II-4) : Schéma du circuit de génération de vapeur. 12
Figure (IV-1) : Courbe de distillation ASTM de l’essence. 28
Figure (IV-2) : Indice d’octane des différentes familles d’hydrocarbures. 29
Figure (IV-3) : Perspectives de diminution des polluants liés au transport à horizon 2020. 35
Liste des tableaux
Page
Tableau (IV.1) : Spécifications des essences plombées sur le marché intérieur. 31
Tableau (IV.2) : Spécifications des essences sans plomb sur le marché intérieur. 32
Tableau (IV.3) : Spécifications des essences Européennes. 33
Tableau (IV.4) : Spécifications environnementales de l’essence. 34
Tableau (VI.1) : Composition chimique de la charge " PNA" (% vol). 39
Tableau (VI.2) : Teneur en poisons dans la charge. 39
Tableau (VI.3) : Distillation ASTM de la charge. 39
Tableau (VI.4) : Composition chimique du platformat « PONA » (%vol). 40
Tableau (VI.5) : Distillation ASTM du platformat. 40
Tableau (VI.6) : Composition chimique du gaz de recyclage (D203). 40
Tableau (IV.7) : Composition chimique du gaz formé 40
Tableau (IV.8) : Températures dans les réacteurs. 41
Tableau (IV.9) : Pressions dans les réacteurs. 41
Tableau (VI.10) : Bilan de matière de la charge actuelle. 43
Tableau (VI.11) : Composition chimique du gaz riche en hydrogène. 45
Tableau (VI.12) : Bilan matière de l’unité après une augmentation de 10%. 49
Tableau (VI.13) : Résultats de calcul des enthalpies de la charge (30.2 atm). 54
Tableau (VI.14) : Résultats de calcul des enthalpies du platformat stabilisé (30.2atm). 58
Tableau (VI.15) : Résultats de calcul des enthalpies du gaz circulant (30.2atm). 58
Tableau (VI.16) : Résultats de calcul des enthalpies du gaz formé (30.2atm). 58
Tableau (VI.17) : Bilan matière et thermique du 1er réacteur (régime 110%). 59
Tableau (VI.18) : Bilan matière et thermique du 2éme réacteur (régime 110%). 59
Tableau (VI.19) : Bilan matière et thermique du 3éme réacteur (régime 110%). 60
Tableau (VII.1) : Composition du gaz circulant (D203). 65
Tableau (VIII.1) : Composition chimique du platformat non stabilisé. 69

Tableau (VIII-2) : Composition chimique du platformat stabilisé. 69
Tableau (VIII.3) : Composition chimique de gaz formé. 70
Tableau (VIII.4) : Composition chimique du GPL. 70
Tableau (VIII.5) : Bilan matière de la colonne de stabilisation (régime 100%). 71
Tableau (VIII.6) : résultats des itérations sur la température au sommet de la colonne. 73
Tableau (VIII.7) : Résultat d’itérations sur la température du fond. 74
Tableau (VIII-8) : Résultats des itérations sur la température de la zone d’alimentation. 75
Tableau (VIII-9) : Bilan thermique de la colonne C202 (régime 100%). 77
Tableau (VIII-10) : Bilan matière de la colonne C202 (régime 110%). 82
Tableau (VIII-11) : Bilan thermique de la colonne C202 (régime 110%). 83
Tableau (VIII-12) : Dimensions de la colonne C202 (régime 110%). 83
Tableau (IX-1) : Conditions opératoires des échangeurs E208. 84
Tableau (IX-2) : les enthalpies de la charge et de gaz de recyclage a différentes températures. 85
Tableau (IX-3) : paramètres de marche des échangeurs E208 (régime 110%). 87

Introduction
Introduction
L’évolution actuelle du raffinage permet d’accéder à un contrôle précis de la

structure et de la morphologie des matières premières permettant l’obtention de
spécifications mondiale exigées. En chimie, la nécessité de faire des réactions de
plus en plus propres et de plus en plus efficaces a fait naître le concept de procédés
catalytiques. Cela consiste à minimiser l’apport énergétique, l’utilisation de
produits toxiques et la production de déchets (sous-produits non-valorisables).
C’est pourquoi, aujourd’hui toutes les raffineries sont équipées de reformage catalytique
qui sert à produire, a partir des coupes naphta issues généralement de la distillation directe de
brut, des bases de carburants a haut indice d’octane. Par ailleurs, ce procédé, outre que ces
bases d’essence, produit de l’hydrogène nécessaire pour l’hydrotraitement des autres coupes
pétrolières.
L’essence est l’un des dérivés du brut les plus demandés dans le marché des
carburants, elle doit répondre à certaines spécifications dont l’indice d’octane, caractéristique
très importante.
Pour contribuer à faire face à la demande croissante en essence, on a effectué une

étude sur la possibilité d’augmenter la capacité de production de l’unité de reformage
catalytique de la raffinerie d’Alger de 10%.
A cet effet, ce présent travail comporte deux parties:
 Une partie consacrée a la présentation de la raffinerie d’Alger, la description de

l’unité de reforming et la théorie de reformage catalytique et des essences.
 Une partie calcul qui a traité quatre sections de l’unité :
 section de préchauffe de la matière première.
 section réactionnelle.
 section de séparation des gaz hydrogène.
 section de stabilisation.
MARA 11 FHC 2016 Page 1

Problématique
Vu que la production locale d’essence n’arrive pas à satisfaire la demande du

marchait intérieur et dans le but de :
 Compenser le déficit en produits de base alimentant La formulation de

l’essence au niveau de la raffinerie d’Alger, en attendant l’incorporation
des autres procèdes de conversion (isomérisation et craquage catalytique)
prévus par le programme de réhabilitation.
 Absorber l’excédent en solvant léger du à l’absence d’une unité

d’isomérisation.
 Répondre à la demande croissante du parc automobile en matière de

carburant à haut indice d’octane.
 Réduire voir l’élimination totale de PTE dans les essences.
 Diminuer l’importation des bases d’essence.
Par conséquent, étudier la possibilité d’augmentation de la capacité de

production de l’unité platforming de la raffinerie d’Alger reste une solution
envisageable en attendant les nouveaux projets.
MARA11 FHC 2016 Page 2

Partie théorique
Chapitre I
Présentation de la raffinerie
d’Alger
Chapitre I Présentation de la raffinerie d’Alger
I. Présentation de la raffinerie d’Alger [1]
I.1.Situation géographique de la raffinerie

Surnommée la doyenne des raffineries Algériennes, la raffinerie d’Alger est érigée sur une
surface de 182 hectares à Sidi Arcine, à 5km d’El Harrach et à 20km à l’Est d’Alger.
En ce qui concerne le choix de la région algéroise, elle se présente comme un futur pôle de
développement industriel. Et pour l’emplacement de Sidi Arcine le choix a été fait suite à une étude
des sols et la découverte d’une nappe d’eau qui est nécessaire pour l’alimentation des systèmes de
refroidissement.
I.2.Historique de la raffinerie
La raffinerie comme son nom l'indique, a pour mission de traiter le pétrole brut de Hassi-
Messaoud afin de satisfaire la consommation croissante en produits dérivés du brut pour le marché
du centre et le marché international « exportation ». Sa création fut en décembre 1957 par sept
actionnaires mondialement connus. Le chantier fut ouvert en janvier 1960 sous la direction de CFP
« Compagnie Française Pétrolière » et le démarrage de la raffinerie fut le 19 janvier 1964. La
participation de la Sonatrach commence progressivement, jusqu'en 1971 où elle obtient l’intégralité
des actions « suite à la nationalisation des hydrocarbures de 1971 ».
La réception du brut se faisait depuis le 01 janvier 1964 par des tankers du port pétrolier de
Béjaia au port pétrolier d’Alger et par un pipe d’une longueur de 13 Km jusqu'au parc de stockage.
En 1971, un piquage a eu lieu à Beni-Mensour, à partir du pipe reliant Hassi Messaoud /Bejaia, un
oléoduc d’une longueur de 131 Km jusqu'à la raffinerie d’un débit de 500 m3/h.
I.3.Description des installations de la raffinerie
I.3.1.Installations principales (Unités de production)

La raffinerie est dotée des installations principales suivantes :
1. Une unité de distillation atmosphérique (Unité 100) de 2.700.0000 T/an dont le but est de
fractionner le pétrole brut. D’où sont soutirés les produits suivants :
-GPL + Essence légère + solvant léger.

-Solvant lourd.
-Kérosène.
-Gas-oil léger.
-Gas-oil lourd.
- Résidu.
2. Une unité de reforming catalytique (Unité 200) de 2.500 m3/j dont le rôle est de
transformer une coupe pétrolière (Naphta) à bas indice d’octane provenant de l’unité de
distillation en un reformat à haut indice d’octane qui est la base principale pour la
fabrication des carburants automobiles (essence normale et essence super).
3. Une unité Gas plant (Unité 300) pour la séparation des GPL en butane et propane
commerciaux. Cette unité est alimentée à partir des unités de distillation atmosphérique et
de reforming catalytique.
4. Une unité de mélange (éthylation) pour la fabrication des essences (normale et super).
5. Une unité de pomperie-expédition de produits finis par pipes aux dépôts d'Alger (El-
Harrach), de Blida (Chiffa), aux ports pétroliers et à l'aéroport Houari Boumediene.
I.3.2.Installations générales
La raffinerie d'Alger dispose d'installations générales telles que:
1. Une centrale thermo-électrique pour la production et la distribution des utilités (Électricité,

vapeur, air …).
2. Deux chaudières qui produisent 47 t/h de vapeur chacune.
3. Un groupe turbo alternateur produisant de l’électricité d’une capacité de 6 MW.
4. Deux stations de traitement des eaux.
5. D’un laboratoire de contrôle de la qualité des produits.
6. D’un poste de commandement d’intervention 24/24h.
7. D’un port pétrolier équipé de trois (03) postes de chargement pour les exportations, le
cabotage ainsi qu’une (01) station de déballastage.
8. Plusieurs ateliers de maintenance et de magasins.
9. Un parc de stockage d'une capacité de 290000m3 dont 105000m3 pour le brut et 185000m3
pour les produits finis et semi-finis. D’une rampe de chargement GPL alimentant les régions
du centre du pays (Tizi-ouzou, Chlef, Djelfa).

I.4. Production en tonnes par an

Propane 10.000 T/an
Butane 100.000 T/an
Essence normale 263.000 T/an
Essence super 323.000 T/an
Jet/lampant 235.000 T/an
Gas-oil 796.000 T/an
Fuel léger 6500.000 T/an
Fuel lourd 650.000 T/an
Naphta 228.000 T/an
I.5.Nouvelle installation et réhabilitation de la raffinerie d’Alger
Le programme de Réhabilitation et d’Adaptation est décliné en un seul projet Global comprenant

les opérations suivantes:
Augmentation de capacité du Topping de l’ordre de 35 % (passage de 2 700 000 à 3 645 000 t/an),
 Remplacement du Reforming existant (catalyseur monométallique) par un nouveau

Reforming à catalyseur bimétallique.
 Installation d’une nouvelle Unité d’Isomérisation de naphta léger,
 Installation d’une Unité de prétraitement et de fractionnement de naphta, commune aux
deux Unités d’Isomérisation et de Reforming
 Installation d’une nouvelle Unité de RFCC et d’une Unité d’adoucissement et de séparation
des GPL,
 Modernisation de l'instrumentation (passage au DCS et systèmes associés) de l’ensemble de
la raffinerie, avec une nouvelle SDCC et des salles satellites,
 Modernisation du Réseau Electrique, et installation d’un système ECS,
 Modernisation et l’extension du système de traitement des effluents (passage à un traitement
biologique),
 Installation d’un Package de traitement et de récupération de soufre.

Chapitre II
Description de l’unité de reformage

catalytique
Chapitre II Description de l’unité de reformage catalytique
II. Description de l’unité de reformage catalytique (unité200) [1]

L’unité de reformage catalytique de la raffinerie d’Alger est une unité à lit fixe semi régénératif
(procédé UOP), elle est représentée sur la figure suivante :
Figure (II-1) : Schéma technologique de l’unité de platforming de la raffinerie d’Alger

II.1.Circuit catalytique
Figure (II-2): Schéma du circuit catalytique et effluent de l’unité de Platforming
II.1.1. Circuit du réacteur de garde

La charge (solvant) venant soit de l’unité 100 soit des bacs A102, A103 et A104 est reprise par
la pompe P204A/B et refoulée dans deux batteries parallèles d’échangeurs E208 DCB et 208 FGH.
La répartition dans chaque batterie est faite par les FRC.214 et FRC.215, en aval des FRCV est
injecté l’hydrogène de recyclage venant du compresseur K.201, dans les E208, la chaleur cédée par
l’effluent du troisième réacteur R.204 permet de porter à 357°C la charge du R.201 qui est alors
partiellement vaporisée.
Le R.201 est un réacteur de garde rempli d’un catalyseur hydrobon(S120). Ce catalyseur est à
base de cobalt et de molybdène sur un support d’alumine.
Le rôle du R.201 est de purifier la charge en retenant des contaminants tels que les metaux,le soufre
et l’azote qui empoisonneraient le catalyseur de platforming en se combinant au platine.
Les vapeurs ont très sensiblement la même composition à l’entrée et à la sortie l’effluent du R.201
entre dans les E208A et E où il est réchauffé de 312°C à 411°C par l’effluent du R204. Il entre
ensuite dans le four F202 pour être porté à la température de réaction du platforming.
II.1.2. Circuit réaction du platforming

Il comprend trois réacteurs à l’intérieur desquels se réalisent les réactions chimiques; chaque
réacteur est précédé d’un four dont la fonction est de porter la charge du réacteur à la température
voulue.
Les réacteurs de platforming (R-202, R-203, R-204) sont prévus pour contenir en tout 33.600
kg de catalyseur au platine du type R-II, répartis comme suit :
 R202 : 63 FUTS =6300 kg (hauteur de la cheminée 6505 mm)

Hauteur du lit catalytique = 6505-(200+2500)=3805mm
 R203 : 93 FUTS =9300 Kg(hauteur de la cheminée 6477mm)

Hauteur du lit catalytique = 6477 –(200+3072,5)= 3204,5
 R204 : 180 FUTS = 18000 Kg (Hauteur de la cheminée 8990 mm)

Hauteur du lit catalytique = 8990 – (200+2637,5)=6152,5 mm
Cette différence de volume de catalyseur dans les réacteurs s’explique par la différence de
vitesse des réactions qui se produisent dans chacun des réacteurs :
 R-202 : réaction de déshydrogénation très rapide.
 R-203 : réaction d ’hydrocyclisation et d’isomérisation moins rapide.
 R-204 : réaction d’hydrocracking lente.
a-Four F 202 :
Il comprend deux circuits parallèles situés à l’intérieur de la chambre de combustion, ce four
est du type à mur radiant, il est caractérisé par la présence d’un grand nombre de brûleurs à gaz à
flamme courte répartis en 2 rampes de chaque côté du mur, ce qui permet d’obtenir la température
voulue sans risquer les coups de feu sur les tubes.
La température à la sortie des circuits est réglée par les TRC qui agissent sur la pression du gaz
alimentant chaque rampe de brûleurs.

Les fumées quittant la chambre de combustion passent dans la zone de convection où se trouvent
264 tubes du générateur de vapeur et 8 tubes du surchauffeur de vapeur.
Les deux circuits du F202 se rejoignent à la sortie du four pour entrer dans le premier réacteur de
platforming R.202 sous une pression de 33,8 bars et une température, suivant le NO, pouvant
atteindre 538°C maximum.
b-Four F203 :
L’effluent qui quitte le réacteur précédent se trouve à une température d’environ 468°C et une
pression de 33,2 bars.
Il pénètre ensuite dans le four double F.203 à travers deux circuits, ces deux circuits se rejoignent
pour entrer dans le deuxième réacteur R.203, les pressions et températures d’entrée dans ce
réacteur sont de l’ordre de 30,2 bars et 532 °C maximum.
Après réaction dans le R.203, elles ne sont plus que de l’ordre de 30 bars et 487°C, de là, l’effluent
pénètre une deuxième fois dans le four F.203 à travers deux circuits, à sa sortie l’effluent pénètre
dans le 3éme réacteur R.204.
II.2.Circuit effluent
L’effluent qui quitte le réacteur précèdent sous une pression de 29,6 bars et une température de
505°C va servir au réchauffage du solvant de charge par l’intermédiaire des échangeurs E208 A, B,
C, D, E, F, G, H. à la sortie de ces échangeurs l’effluent qui quitte le réacteur R.204, n’est plus qu’à
28 bars et 150°C.
Il est alors refroidi par l’aéroréfrigérant E209Ar jusqu'à 49°C et deux réfrigérants à eau E209
A et B jusqu'à 38°C pour entrer ensuite dans le ballon D203 dont le but est de séparer le platformat
de l’hydrogène formé au cours des réactions précédentes.
II.3. Circuit gaz de recyclage

Les gaz du ballon D203 (gaz de recyclage) qui sont à 38°C et 28 bars de pression, sont repris
par le compresseur K.201 et refoulés vers les deux circuits de charge entre les FRCV 214 et
FRCV215 et les échangeurs E208 H et D.

II.4. Circuit stabilisation
Figure (II-3) : Débutaniseur C-202 (colonne de stabilisation)
Le but de cette colonne(C202) est de stabiliser le platformat c'est-à-dire le débarrasser des

butanes et plus légers qui seront traités au gaz plant, l’effluent refroidi du 3éme réacteur sort en fond
du ballon D203 passe à travers l’échangeur E211 où il est réchauffé par le platformat stabilisé du
fond de la C202 pour pénétrer dans le débutaniseur au niveau du 15éme plateau sous une pression de
21 bars et une température de 152°C.
II.4.1.Circuit tête Débutaniseur

Les vapeurs d’hydrocarbures sortant de C202 à 21 bars et 77°C passent par l’aéroréfrigérant
E215 Ar où elles sont partiellement condensées.
Les produits de E215 Ar à 49°C passent dans le condenseur E215 pour arriver dans le ballon
D204 à une température de 38°c, la pression dans ce ballon est maintenue constante, la phase
gazeuse en excès s’échappe vers le réseau fuel gas.
La phase liquide reprise par la pompe P205 A ou P205B est envoyée en partie en reflux au
sommet du débutaniseur au 30éme plateau qui règle la température de tête de la colonne. L’autre
partie de la phase liquide constituée par du butane et les plus légers est envoyée vers le ballon D301
de l’unité de gaz plant.

II.4.2.Circuit fond du Débutaniseur

Dans le fond, il y a du platformat stabilisé qui est destiné à l’obtention des essences lourdes et
légères. Les conditions opératoires sont maintenues à 260°C et 21bars, ceci pour chasser le butane
et les plus légers du liquide ; le produit de fond passe à 247°C par un échangeur de chaleur E-211
où il réchauffe le produit issu de la D-203 (reformat non stabilisé).Il passe dans un aéroréfrigérant à
air et après à travers un échangeur de chaleur à eau.
Il faut maintenir certaines conditions opératoires comme la température et la pression, donc le

niveau de la C-202 est maintenu constant grâce à des régulateurs de niveau qui contrôle la LCV-205
qui se trouve en aval du E-212.
Pour permettre une bonne séparation, on maintient une température de 260°C grâce à un système
de rebouillage. Il y a une pompe P-211 qui aspire une partie du produit de fond et la refoule vers le
F-204 surnommé four rebouilleur, d’où il sort à 271°C et il retourne dans la C-202 sous le plateau
n°1 où se vaporisent les constituants les plus volatiles qui contribueront au stripping du platformat.
II.5.Circuit de production de vapeur

Les sections de convection des fours F-202 et F-203 du platforming sont partiellement utilisées
pour la production de vapeur à moyenne pression. A cet effet l’eau traitée amenée aux limites de
l’unité est dégazée dans le dégazeur D-217 avant d’être reprise par la pompe P-206 et envoyée dans
le ballon de production de vapeur
D-206, ce ballon reçoit d’autre part un mélange d’eau et de vapeur produite dans les fours F-202 et
F-203.L’eau est envoyée du D-206 vers le décanteur de boues D-207 avant d’être reprise par la
pompe P-207 et envoyée dans les sections de convection des fours F-202 et F203.
Après la détente, la vapeur produite dans le ballon D-206 est envoyée dans la section de
convection de F-202 pour obtenir de la vapeur moyenne pression surchauffée qui est envoyée
ensuite dans le réseau général de la raffinerie.

Figure (II-4) : Schéma du circuit de génération de vapeur

Chapitre III
Théorie du reformage catalytique

Chapitre III Théorie du reformage catalytique
III. Théorie du reformage catalytique
III.1. Historique du procédé

III.1.1. Le passé /le présent [2]
Avec le développement rapide de l’utilisation de l’automobile dans les années 1930, la
demande en essence augmenta, autant en quantité qu’en qualité.
Le craquage catalytique se développa et des procédés de reformage thermique des coupes

d’essence furent mis en place. Dès avant la seconde guerre mondiale, de nombreux rocedes de
reformage catalytique étaient opérationnels ;ils utilisaient des catalyseurs, avec l’alumine comme
support et comme éléments actifs des oxydes de chrome ou de molybdène ; ce dernier pouvait être
dopé au cobalt. Ils fonctionnaient dans des réacteurs à lit fixe ou à lit mobile.
Il en existait une bonne cinquantaine en 1950 lorsque le premier grand tournant de la

technologie de ce procédé fut pris par UOP en 1949, qui avait développé le procédé
« platforming », basé sur un catalyseur platine sur alumine chlorée fonctionnant à des pressions de
l’ordre de 70 bar. Le catalyseur était régénéré dans l’unité au bout de quelques mois ; c’est pourquoi
ce procédé est appelé semi régénératif. Divers procédés basés sur le même type de catalyseur
(Pt/AlO3 chlorée ou Pt sur silice alumine) apparurent par la suite.
Les catalyseurs s’améliorèrent dans les années 1950 à 1960 et les pressions opératoires
diminuèrent j’jusqu’a 30 bar avant l’apparition, vers la fin des années 1960, des catalyseurs
bimétalliques ; un nouveau palier fut franchit et on s’approcha progressivement des 10 bar de
pression opératoire.
Au début des années 1970, on assista à la troisième modification majeure ; l’introduction de la

régénération avec des reformages fonctionnant à des pressions de d’une dizaine de bar. Vers
La fin des années 1980, on a évolué jusque vers des pressions encore plus faibles allant jusqu’a
3bar.
Naturellement, cette évolution a été accompagnée d’une sévèrisation de l’opération, NOR et

vitesse spatiale (VVH) plus élevée et de recherche de rendements meilleurs. Aujourd’hui le
reformage catalytique est le producteur d’aromatiques et d’hydrogène de la raffinerie.
III.1.2. Le futur [3, 4]

L’avenir du reformage catalytique est partiellement lié aux contraintes que les lois sur
l’environnement vont continuer d’introduire. A priori, on peut s’attendre à une stagnation globale

des capacités dans les pays développés, au mieux à une légère augmentation, avec une évolution
certaine vers des unités qui feront moins de benzène, plus de rendement en C5+ et en hydrogène ;
par contre la chine, l’inde et d’autres pays du Sud- Est asiatique vont mettre en place de nouvelles
capacités .
Le futur est donc, aux unités régénératives opérant à basse pression sur des charges plus étroites,
point initial plus élevé, point final relativement bas (PF 160°C) avec des catalyseurs très sélectifs
produisant le maximum d’hydrogène. Il est peu probable, même a échéance de 15-20 ans, de voir
des raffineries produisant de l’essence sans unité de reformage catalytique.
III.2. Réactions chimiques [5]

La stabilité des hydrocarbures aromatiques par rapport aux autres hydrocarbures croit avec la
température ; et de ce fait, on opère à température élevée, supérieure à 300°C. Cependant la
compétition cinétique entre les réactions souhaitées et les réactions parasites conduit à choisir des
conditions opératoires spécifiques aux transformations visées.
III.2.1.Déshydrogénation des naphtènes en aromatiques

C’est l’une des réactions essentielles du reforming catalytique.
 Thermodynamiquement
Cette réaction est fortement endothermique ΔH>200Kj/mole et favorisée par une augmentation de
température, une diminution de pression et du rapport H2/HC et une augmentation du nombre de
carbones.
 Cinétiquement
La déshydrogénation des naphtènes est extrêmement rapide sur le platine, sa vitesse diminue avec
l’augmentation du nombre d’atomes de carbone du réactif, mais elle demeure notablement plus
élevée que les vitesses des autres réactions qui augmentent au contraire avec le nombre d’atomes de
carbone.
L’énergie d’activation de cette réaction et de l’ordre de 20kcal.

III.2.2. Déshydrocyclisation des paraffines

C’est la transformation des paraffines en naphtènes puis en aromatiques. C’est une réaction
importante car elle contribue fortement à l’augmentation du NO.
Cette réaction est plus endothermique que la déshydrogénation (ΔH>250Kj/mole), elle sera
favorisée par une température plus élevée et une pression plus basse et une faible vitesse spatiale.
 Cinétiquement
Elle possède des caractéristiques voisines de la déshydrogénation mais, elle est beaucoup plus lente,
les aromatiques formés semblent inhibés la réaction. En utilisant Pt/Al2O3 l’énergie d’activation est
de l’ordre de 30 à 40 kcals. La vitesse est peu sensible par la pression ou le H2/HC et augmente avec
l’augmentation du nombre de carbone.
III.2.3.Isomérisation des naphtènes

Les alkyl cyclopentanes se transforment en alkyl cyclohexanes en présence d'un catalyseur
acide (fonction acide).
Les alkyl cyclohexanes se transforment à leur tour en alkyl aromatiques en subissant une
déshydrogénation (augmentation d’indice d'octane).
La réaction d'isomérisation des naphtènes est un réarrangement du noyau.
Cette réaction est faiblement exothermique (ΔH= -10à-20Kj/mole).
Lorsqu'on opère à des températures inférieures à 400°C, le catalyseur favorise l'isomérisation des
chaînes droites en produits correspondants ramifiés.
Or, une température aussi basse nous empêche de réaliser à un taux convenable les deux premiers
types de transformation.
Pour les paraffines légères; l'isomérisation constitue la seule amélioration possible du NO. Pour les
paraffines supérieures à C5 ; l’isomérisation est une réaction faible mais augmente médiocrement le
NO.
 Cinétiquement
La vitesse de la réaction diminue avec la diminution de la formation des oléfines de départ et
augmente avec le nombre de carbone et la structure iso paraffine. À la température 400° C elle
devient notable on aura un équilibre au voisinage de 500°C. L’énergie d’activation et de l’ordre de
30 Kcals.
III.2.4.Isomérisation de paraffines
Cette réaction est provoquée par la fonction acide du catalyseur
n – paraffine iso – paraffine
Cette réaction est peu sensible à la température et insensible à la pression.
 Cinétiquement
Elle se déroule rapidement.
III.2.5.Déshydroisomérisation des alkyl cyclopentanes

Seuls, les naphtènes en C6 et plus, sont susceptibles d'être transformés en aromatiques par
déshydrogénation. Malheureusement, aux températures de 500°C et plus la réaction ci-dessous a
tendance à se réaliser plutôt de droite vers la gauche; et c'est l'inverse au voisinage de 300°C.
Cette réaction est faiblement exothermique (∆H= -10 à –20 KJ/mol).
 Cinétiquement
Cette réaction est très intéressante par l’augmentation du nombre d’octane, puisqu’on accède aux
aromatiques et par la vitesse assez grande.
III.2.6.Hydrocraquage des paraffines et des naphtènes

C’est une réaction de crackage qui provoque la rupture des molécules de solvant en molécules
plus petites oléfiniques, comme elle a lieu en présence d’hydrogène les oléfines sont
immédiatement saturées en paraffines.

Cette réaction est exothermique (ΔH=-40Kj/mole), provoquée par la fonction acide du catalyseur.
Cette réaction complète dans le domaine opératoire, mais limitée par une vitesse lente. Aux
températures élevées, cette transformation peut devenir plus importante que l'isomérisation et la
déshydrogénation.
 Cinétiquement
Cette réaction elle est relativement lente, sa vitesse augmente avec la température et la pression.
III.2.7.Formation du coke
Le coke se forme par suite à la déshydrocyclisation donnant des poly- aromatiques condensés,
très lourds de structure graphitique.
Les polycycliques peuvent se produire à partir d'alkylo-aromatiques ou de molécules très

insaturées telles que les dioléfines qui pourraient se former sur le catalyseur. Pour réduire la
formation du coke on opère sous pression d'hydrogène assez élevée.
La formation du coke est favorisée par la présence d'oléfines, de dioléfines et de poly aromatiques,
mais défavorisée par une augmentation de pression, du rapport H2/HC et d'une diminution de la
température.
 Cinétiquement
La réaction est très complexe. Le cokage s'accroît considérablement avec l'augmentation du point
final d'ébullition et de la charge qui porte des polycycliques promoteurs directs de cokage.

III.3.Effets des variables opératoires [5]

Les conditions catalytiques deviennent telles qu'on puisse obtenir le maximum de reformat en
concentration maximale en hydrocarbures aromatiques.
Sur ce rendement, influent certaines variables opératoires qui sont choisies en fonction du type
du schéma du procédé, de la nature de la charge, de la quantité et la qualité du reformat à obtenir et
du type du catalyseur utilisé.
Parmi toutes ces variables; on cite celles principales qui sont: la charge, la température, la pression,
la vitesse spatiale et le rapport H2/HC.
III.3.1.Température
La charge en passant le long du lit du catalyseur adiabatique par suite de l’end thermicité,
diminue sa température à la sortie du réacteur. La température de la charge est portée jusqu’à la
valeur voulue avant d’entrer dans le réacteur à l’aide d’un four. Au cours du travail de l’unité,
l’activité du catalyseur diminue à cause du cokage. Pour maintenir l’indice d’octane constant,
malgré la diminution de l’activité du catalyseur, la température est augmentée régulièrement au
cours du temps. L’augmentation de la sévérité due à la température a pour effets :
 D’augmenter le NO (ou le maintenir constant).

 De diminuer le rendement en reformat à cause de la réaction de l’hydrocraquage qui est
favorisée.
 D’augmenter la production de gaz (C1, C2, C3 et C4), d’où la dilution du gaz de recyclage
(pureté en hydrogène diminue).
 D’augmenter le cokage, c'est-à-dire que les réactions à grandes énergies d’activation
s’accélèrent (hydrocraquage et cokage). La température est plus commode pour augmenter
le NO. Actuellement, les nouveaux catalyseurs très sélectifs permettent d’augmenter la
température jusqu’à 540°C en fin de cycle à l’entrée des réacteurs.
Pratiquement, le reformage catalytique travaille entre des limites de températures qui dépendent de
l’indice d’octane à obtenir.
L’atteinte de la température maximale définie la durée du cycle opératoire de fonctionnement à la

fin duquel on régénère le catalyseur.

III.3.2.Pression
Elle est de 10 – 40 atm. L’augmentation de la pression provoque l’accroissement de
l’hydrocraquage et la diminution de l’aromatisation.
La haute pression nécessite un taux de production plus élevé en hydrogène de recyclage, ce qui
contribue à éviter la formation du coke sur le catalyseur. S’il faut obtenir une essence à des indices
d’octane élevés, la pression est de 20 – 40 atm.
Pour l’obtention des aromatiques, la pression est de 10 – 20 atm et cela pour protéger le
catalyseur utilisé dans l’unité.
La diminution de la pression augmente la production d’hydrogène et améliore la quantité et la

qualité du reformat. En revanche, elle entraîne une augmentation du cokage. Pour remédier à cela
on joue sur la limitation du point final de la charge qui permet d’éliminer les polycycliques qui
jouent le rôle d’un promoteur de cokage.
III.3.3.Vitesse spatiale (VVH)

La vitesse spatiale (VVH) est le rapport du débit volumique de la charge sur le volume du
catalyseur. Lorsque la vitesse spatiale est très basse, les réactions thermiques surviennent à un degré
suffisant pour réduire le rendement du platformat, d’augmenter la production des légers et du coke
et d’améliorer le NO.
Pratiquement ; la VVH ne varie pas au cours de la marche de l’installation, mais varie en

fonction de la nature de la charge. Les réactions qui se déroulent dans les réacteurs sont
caractérisées par leurs vitesses selon :
V déshydrogénations> Visomérisation> V hydrocraquage> V déshydrocyclisation.
III.3.4.Rapport H2/HC
Le taux de recyclage est le rapport molaire d'hydrogène pur à la charge d'hydrocarbures. Ce
rapport influe sur le vieillissement ou la durée de cycle et les rendements.
L’influence du rapport H2/HC s’exerce dans le même sens que l’influence de la pression totale.
On opère à un rapport minimal qui favorisera la production d’hydrogène, l’amélioration de la
qualité et la quantité du reformat et de diminuer la stabilité relative du catalyseur.

Une importante pression d'hydrogène est efficace pour éviter la formation du coke, ceci est
assuré par le recyclage d'une partie de l'hydrogène produite par la formation des aromatiques.
L’accroissement du rapport (H2 / HC) est favorisé par:
- L’augmentation du débit du compresseur de recyclage. Le gaz de recyclage contient des

quantités plus ou moins grandes de C1 à C5 selon le type de charge et la sévérité de l'opération.
- La diminution du débit de la charge.
III.3.5.Rapport eau/chlore
La balance eau/chlore dans le système des réacteurs est un facteur déterminant pour l’activité
et la sélectivité du catalyseur, c'est-à-dire le rendement en produits désirés (aromatiques). Lorsque
la teneur en chlore augmente au-delà de la quantité initialement fixé sur le catalyseur, les réactions
d’hydrocraquage et d’isomérisation sont favorisées par rapport aux réactions d’aromatisation et ceci
se traduit par une perte de rendement et une tendance accrue au dépôt de coke. On le constate par la
baisse de l’indice d’octane, pureté d’hydrogène et l’augmentation de la teneur en CH4, C2H6, C3H8,
C4H10.
Par contre, si la teneur en chlore diminue par une raison quelconque, les réactions
d’hydrocraquage et d’aromatisation sont ralenties et on le constate par la diminution du NO et
l’augmentation de la pureté d’hydrogène. Une quantité excessive d’eau lorsque le catalyseur est à
haute température peut fritter les graines de catalyseurs.
III.3.6. La charge du reforming catalytique

Les possibilités de la mise en valeur de la charge dépendent de sa composition, de son
intervalle de distillation et de la présence de poisons pour catalyseur. L’intervalle de distillation est
imposé en partie, par la nature de l’essence désirée et la nécessité de réaliser le compromis
économique entre la durée de vie du catalyseur et le maximum de rendement de l’unité.
III.3.6.1.Intervalle de la distillation de la charge

Au sens le plus large, toute charge entre C5 et 215°C peut être considérée comme charge
potentielle, de reformation pour donner un reformat utilisable comme constituant d’essence.

 Point initial
En pratique, le C5 est rarement utilisé, car les conditions opératoires ne permettent pas une
isomérisation efficace ; le C6 et les i-C6 sont aussi rarement utilisés, car leur isomérisation et leur
déshydrocyclisation en benzène est difficile de telle sorte que le point initial d’ébullition se situe
vers 80°C. Les C5 et C6 sont isoméries dans des unités spécifiques d’hydroisomérisation.
 Point final
Il est limité en pratique par un nombre de facteurs. En Europe où un maximum de distillats moyens
et un minimum d’essence sont normalement désirés, il est usuel de limiter la charge à 150-170°C.
Aux Etats-Unis, où un maximum d’essence est désiré, des points finaux de 190-210°C sont utilisés.
Du fait que la reformation fournie une essence de point final supérieur de 10 à 30°C à celui de la
charge, pour maintenir le point final de l’essence à 205°C maximal, le reformat catalytique doit être
redistillé, si le point final de la charge est supérieur à 170-180°C.
III.3.6.2.Composition de la charge
Les charges riches en promoteurs simples d’aromatiques (naphténique et aromatique) sont des
charges dites « naphténique ». Ces charges sont reformées en NO élevé dans les conditions de faible
sévérité.
Les charges riches en paraffines doivent transformer les paraffines par craquage ou mieux par
cyclisation pour avoir un NO élevé, ce qui implique une plus grande sévérité, en jouant sur la
température et en abaissant la pression.
III.4.Le catalyseur de reforming catalytique [6]
III.4.1. Définition
Un catalyseur est une substance chimique qui accélére la vitesse d’une réaction sans subir
aucune modification et sans être consommé, cette réaction est dite catalytique, elle se caractérise
généralement par une augmentation de la vitesse et la diminution de l’énergie d’activation
,contrairement à un processus non catalytique, les reactifs en présence de catalyseurs suivent un
chemin réactionnel spécifique à la nature de ce catalyseur. Le catalyseur solide se trouve en
principe inaltére à la fin de la réaction .

III.4.2.Types de catalyseur
 Catalyse homogène
Le catalyseur et les réactifs sont en même phase, exemple: catalyseur liquide et un réactif liquide.
 Catalyse hétérogène
Le catalyseur et les réactifs sont dans des différentes phases, exemple: catalyseur solide et réactif
liquide ou gazeux.Actuellement dans l’industrie pétrolière on a généralement un procédé catalytique
hétérogène.
III.4.3.Caractéristiques fondamentales du catalyseur
 Activité
C’est la capacité du catalyseur à convertir la charge en produits
 Sélectivité
Caractérise l’aptitude du catalyseur à activer essentiellenment la transformation des réactifs vers le
produits recherché parmis tout ceux dont la transformation est possible.Une selectivié élevée permet
d’obtenir de bons rendements, en produit désiré en rendant minimum les réactions parasites.
 Stabilité
Elle est définit par le temps pendant lequel l’activité et la séléctivité du catalyseurs restents
inchangées.
III.4.4.Catalyseur de réformation de l’unité U200 [1]

Ce catalyseur est de type R11, monométallique à base de platine sur un support d’alumine
(Pt/Al2O3), il est bifonctionnel, c’est à dire qu’il possède :
 Une fonction acide due au support acide qui accélère l’isomérisation, le craquage et la
cyclisation des paraffines.
 Une fonction métal due au platine qui accélère l’hydrogénation et la deshydrogénation.
Ces deux fonctions sont combinées dans un support d’alumine spécialement préparé à travers lequel
les composés actifs sont uniformément dispersés de façon à favoriser l’accés facile des sites actifs
du catalyseur au trafic énorme des hydrocarbures. La température est de l’ordre 480-538°C et la
pression est de l’ordre de 10-40 atm.

Il se présente sous forme de bille sphérique de diamètre 1.6 mm constitué de platine à

0.375% contenant du chlore à 0.8% poids. Quantité totale du catalyseur 33.6 tonnes.
Les réacteurs (R202, R203, R204) sont remplis de catalyseur à 20%, 30% et 50% de la quantité
totale du catalyseur.
III.4.5.Poisons du catalyseur [1]

Les catalyseurs au platine sont particuliérement sensibles à l’empoisonnement qui peut être
provoqué:
- De façon permanente par les métaux : Arsenic, plomb, cuivre et mercure.
- De façon réversible:par le soufre, le Coke,l’Azote, l’eau et les Halogénures.
Il est donc nécessaire d’effectuer une purification préalable de la charge.
 Poisons permanents
-Arsenic: Il possède une affinité extraordinaire pour le platine. Il forme un alliage Pt-As. Il doit
être en quantité inférieure à 0.0001 ppm dans la charge pour éviter la désactivation nette du
catalyseur .
-Plomb: Son action est moins grande que celle de l’Arsenic, il doit être en quantité inferieure à 0.05
ppm dans la charge.
-Mercure et Cuivre: La présence de ces métaux dans la charge de reforming provoque la mise hors
service rapide du catalyseur dans ce cas il ne restait qu’à récupérer le platine présent de reforming.
Ces deux poisons peuvent être éliminés par un prétraitement. Le cuivre et le mercure doivent être en
quantité inférieure à 0.05 ppm dans la charge.
 Poisons temporaires
- Le soufre et les composés sulfurés: Conduisent à la formation de l’hydrogéne sulfuré (H2S) dans
la charge afin d’éviter une formation prématurée de coke.
Les systèmes bimétalliques sont dans l’ensemle plus sensibles que le platine à la présence de
poison dans les charges; le soufre en particulier.
La spécification demandée est alors en général inferieure à 3ppm de soufre.

-L’azote et ses dérivés: Agissent par la production d’ammoniac qui inhibe la fonction acide du
catalyseur.
- L’eau et les composés halogénés: Ont des rôles complémentaires. L’eau présente en excés
provoque un entrainement des halogénes et une diminution de l’activité et elle facilite la formation
du méthane.
La teneur optimale en eau du gaz de recyclage doit être comprise entre 5 et 60ppm suivant les types
de catalyseurs utilisés .
- Oxyde de carbone: Il peut provoquer une sérieuse désactivation du catalyseur, ceci est vrai
lorsque les gaz de fumée sont utilisés pour un démarrage d’une unité de reforming (gaz de purge)
ou pendant une régénération du catalyseur.
Dans ce dernier cas et en absence d’oxygène et d’hydrogène , le CO donne à haute température et

en présence de platine du CO2 et du carbone qui se dépose sur le catalyseur .Le CO2 est adsorbé par
le catalyseur à froid, à chaud il y a désorption.
-Coke: Le coke est l’un des facteurs déterminants dans la vie d’un catalyseur. Il constitue un poison
sérieux et permanent pour les systémes de reforming à catalyseur non régénératif.
Par contre pour les systèmes de reforming semi- régénératifs (exemple du reforming à la raffinerie
d’Alger) le coke constitue un poison temporaire, pour l’éliminer on procéde à la régénération du
catalyseur.
III.4.6. Régénération du catalyseur [7]

Les catalyseurs de reformage se désactivent normalement par dépôt de coke ; pour une
opération en lit fixe environ 1 à 2 atomes de carbone de la charge sur 106 se déposent sur le
catalyseur sous forme de coke. Par ailleurs, au cours du temps, la dispersion du platine diminue très
lentement ; cette évolution peut être accélérée par divers incidents comme la perte de chlore par
exemple ou la présence de points chauds dans le lit catalytique.
La régénération consiste d’une part à bruler le coke présent sur le catalyseur et d’autre part à
retransformer les cristallites de platine en précurseurs qui après réduction permettront de retrouver
l’activité du catalyseur initial en faisant intervenir une attaque oxydante qui forme des espèces
chimiques volatiles du platine (probablement PtCl2, 2AlCl3).Ces derniers réagissent avec les
hydroxydes du support pour reconstituer les complexes de surface du catalyseur neuf.

Chapitre IV
Les essences
Chapitre IV Les essences
IV.1. Définition de l’essence

L’essence désigne les carburants, les combustibles liquides et volatils utilisés dans les
moteurs à allumage commandé (essence moteur). Elle n’est généralement pas une fraction
simple obtenue en raffinerie, mais un mélange de produits provenant de divers procédés
auxquels on ajoute des additifs pour permettre de satisfaire les exigences du marché. Les
essences produites en raffinerie sont des liquides incolores fortement inflammables. Ce sont
des fractions du pétrole de température d’ébullition comprise entre 30°C et 200°C allant de C4
à C10. Elles sont obtenues à partir de divers procédés qui en donnent différentes qualités.
IV.2.Caractéristiques principales des essences [8 , 9]

IV.2.1. La densité (ASTM D 1298)
C'est le rapport du poids d'un certain volume de produit à une température T (en °C) au poids
d'un même volume d'eau à 4°C.
Poids d ' un volume de produit à la températur e T
d 4T 
Poids du même volume d ' eau à 4C
Légalement T=20°C.
à pression atmosphérique :
d 420  d 4T   T (C )  20
 : Coefficient de dilatation volumique
d 420 0,60 – 0,70 0,70 – 0,76 0,76 – 0,80 0,80 – 0,85 0,85 – 0,88 0,88 – 0,90
 0,0009 0,00085 0,0008 0,00075 0,00065 0,00062
Il caractérise la puissance du moteur et la consommation en carburant. Si la densité diminue,

la consommation spécifique augmente et inversement. Pour l’essence super on prend la
densité de 0,77 et pour la normale 0,73 ; hors de ces limites la puissance diminue.
IV.2.2.La tension de vapeur

IV.2.2.1. Définition
La tension de vapeur T.V.R caractérise la volatilité de l’essence et par conséquent la
teneur en fractions légères.
Les produits les plus vulnérables sont les coupes C4 et C5, les essences de distillation directe.
Leur adjonction dans le pool essence ne pourra en aucun cas dépasser 8 à 10%.

Les produits les plus vulnérables sont les coupes C4 et C5, les essences de distillation
directe. Leur adjonction dans le pool essence ne pourra en aucun cas dépasser 8 à 10%.
Les éléments volatils favorisent le démarrage à froid en hiver. Mais ils risquent de
provoquer le givrage du carburant pendant la mise en température du moteur par suite de
l’humidité atmosphérique, c’est pourquoi on limite la tension de vapeur et on ajoute des
additifs antigivre. De même en été une profonde proportion des hydrocarbures peut provoquer
l’arrêt du moteur par formation de bouchon de vapeur. Par temps chaud et en particulier en
montagne les élévations de température et la réduction de la pression sont favorables à la
vaporisation de l’essence dans la conduite d’aspiration entre la pompe et le réservoir. Le
dégazage peut même commencer dans le réservoir pour devenir très important au voisinage de
la pompe qu’elle ne peut plus donc refouler de l’essence et le moteur s’arrêtera. La tension de
vapeur pour l’essence aviation est limitée à 220 – 360 mmHg à 37,8°C et pour l’essence
automobile elle doit être inférieur à 500 mmHg à 37,8°C en été et inférieur à 600 mmHg à
37,8°C en hiver. La T.V.R conditionne directement les pertes pendant le stockage et la
manutention.
IV.2.2.2. Méthode Reid (ASTM D 323)

Les procédures européennes et américaines consistent à déterminer la pression
développée par les vapeurs issues d’un échantillon de carburant disposé dans une enceinte
métallique normalisé, à une température de 37,8°C (100°F). Les vapeurs sont recueillies dans
une autre enceinte métallique, de volume quatre fois supérieure à la première est appelée
chambre à air.
Cette dernière est émergée dans l’eau avant essai, puis égouttée, mais non séchée. Elle
est ensuite reliée à l’enceinte contenant le carburant, préalablement refroidi à 0°C et saturée
en air. Lors du début de l’essai, le montage est placé dans un bain à 37,8°C et agité jusqu’à ce
que l’équilibre soit atteint ; la valeur alors lue sur le manomètre représente la pression dans la
chambre à air.
Le résultat de la mesure est appelé tension de vapeur Reid (TVR). C’est une pression relative,
c'est-à-dire un écart par rapport à la pression atmosphérique. Les TVR des essences sont,
généralement, comprise entre 350 et 1100 mbar.

V.2.3. Distillation (ASTM D86)

La distillation ASTM s’effectue au laboratoire. La température à laquelle distille un
certain volume d’essence, nous permet d’obtenir des points qui se réunissent entre eux en
donnant la courbe de distillation ASTM.
La courbe de distillation ASTM donne une idée suffisante des proportions relatives
d’hydrocarbures légers, moyens et lourds contenus dans un produit.
La courbe ASTM de l’essence caractérise la composition de ce dernier à savoir la faciliter

de démarrage du moteur et la dilution de l’huile dans le carter et l’usure des chemises. Le
mélange carburant composé de 15 à 16 parties d’air et une partie de vapeur d’essence est
injecté dans le cylindre du moteur. Pour former ce mélange l’essence doit être vaporisée dans
les conditions de température qui existe dans le carburateur ; mais ces conditions sont
différentes au moment de démarrage et au moment du plein régime du moteur.
Au démarrage du moteur, la température de l’air dans le carburateur est très basse en

hiver, mais l’essence doit avoir une bonne vaporisation.
Pour assurer la formation du mélange carburé :
 Le point 10% distillé d’essence d’après ASTM, varie entre 50 et 70°C, ce qui
correspond à une teneur minimale en fractions légères ayant une bonne vaporisation qui
doivent assurer le démarrage du moteur à froid.
Si le point 10% distillé est plus bas, il y a risque de formation des bouchons de vapeur
(tampon) dans le circuit d’alimentation et l’essence ne peut plus arriver au carburateur et le
moteur peut s’arrêter. Si le point 10% est très élevé, l’essence se vaporise insuffisamment, il
aura la difficulté de démarrage du moteur à froid.
 Le point 50% compris entre 100 et 140°C assure une volatilité correcte et
suffisante de la partie dite « cœur de l’essence » pour qu’en moment de la reprise du moteur il
ait une bonne combustion permettant un maximum de puissance.
 Le point 95% est situé avant 195°C, un point final inférieur à 205°C, un résidu
inférieur à 3% qui représente la partie dite « queux de l’essence » ces éléments sont
intéressants de point de vu calorifique , mais leur faible volatilité peut créer certains
problèmes qui sont une mauvaise vaporisation et combustion favorisant la formation des

dépôts charbonneux, usures des chemises et la dilution de l’huile dans le carter, et on estime
que la moitié de l’usure du moteur se déroule principalement pendant le démarrage.
Figure (IV-1) : courbe de distillation ASTM de l’essence
IV.2.4.Indice d’octane
Le taux de compression détermine le rendement du moteur : c'est le rapport entre le
volume du cylindre lorsque le piston a été repoussé vers le bas par la détente des gaz, et le
volume lorsque le piston est en haut du cylindre. Plus le taux de compression du moteur est
élevé, plus celui-ci est performant. Toutefois, le phénomène de cliquetis ou autoallumage du
carburant limite le taux de compression, et sa manifestation peut fortement endommager les
différents éléments du moteur. Une solution consiste à augmenter l'indice d'octane du
carburant.
L'indice d'octane est déterminé par la composition du mélange d'un produit détonant, le
n-heptane (indice d’octane = 0), et d'isooctane, très résistant à la détonation (indice d’octane =
100). Un carburant d'indice d’octane 95 a le même comportement qu'un mélange à 95%
d'isooctane et 5% de n-heptane. Pour accroître l'indice d'octane d'un carburant, on peut
utiliser, dans le supercarburant plombé, du plomb tétra méthyle ou du plomb tétra éthyle. Pour
les supercarburants sans plomb, on utilise des composés organiques, comme le méthyle tertio
butyle éther.

Un supercarburant est caractérisé par l'indice d'octane recherche (RON), mesuré dans
des conditions de vitesse et d'accélération faibles, et l'indice d'octane moteur (MON),
déterminé dans des conditions d'essais plus sévères.
Les iso-paraffines et les aromatiques ont un indice d’octane très élevé, par contre les
normales paraffines et les oléfines ainsi que les naphtènes ont un indice d’octane bas comme
le montre la figure suivante.
Figure (IV-2) : indice d’octane des différentes familles d’hydrocarbures.
IV.2.5. Teneur en gommes

On distingue : - les gommes actuelles ;
- les gommes potentielles.
L’opération d’un échantillon d’essence à 160°C sous un courant d’air chauffé, laisse un
résidu d’aspect vernis. Le poids de ce résidu rapporté au volume de l’échantillon représente la
teneur en gommes actuelles qui doit être inférieure à 10 mg / 100 cm2 (inférieure à 4 mg pour
l’essence aviation et inférieure à 5 mg pour l’essence auto).
Ce sont des molécules condensées par oxydation des oléfines. La conséquence serait la
formation d’un point chaud dans les tubulures d’admission et sur les tiges des soupapes. Le
réservoir peut se tapisser d’une pellicule plus au moins importante qui, en se détachant risque
de boucher les conduites d’essence. La mesure de la teneur en gommes actuelles s’effectue
juste avant l’emploi.

Dans le cas ou on envisage de stocker l’essence pendant plusieurs mois on détermine

la teneur en gommes potentielles (teneur en produits de polymérisation et oxydation
susceptible de s’y former en stockage prolongé).
IV.2.6. Teneur en soufre

Elle se détermine par brûlage de l’essence dans une petite lampe ou dans un tube à
combustion. On dose l’anhydride sulfureux formé par oxydation en anhydride sulfurique et
précipitation à l’état de sel de baryum.
La présence de l’anhydride sulfureux et sulfurique en présence de vapeur d’eau forme le

H2SO4 qui est très corrosif. Pendant le fonctionnement du moteur, les fumées acides et
nocives polluent l’atmosphère. A l’arrêt du moteur quand la température diminue, et par
condensation, les produits acides attaquent le métal (chemise). Enfin le soufre diminue la
susceptibilité du PTE (Plomb Tétra Ethyle : Pb (C2H5)4) qui améliore l’indice d’octane de
l’essence.
IV.2.7. Teneur en Plomb (PTE et PTM)

Les agents chimiques PTE et PTM ou le mélange des deux ont la propriété d’inhiber la
formation des peroxydes et de retarder la détonation dans le cylindre du moteur.
 Le PTE est un liquide toxique et polluent, insoluble dans l’eau avec une T eb = 200°C
et densité = 1,6. il est ajouté sous forme de mélange fabriqué et distribué par éthyle fluide.
 Le PTM : la Teb = 100°C, est un composé plus léger dont l’action est plus sensible
sur les parties légères de l’essence ce qui permet un meilleur équilibrage de NO le long de la
ASTM
Remarque
La teneur en PTE est limitée pour des raisons de la pollution de l’atmosphère en ville
 0,63g de PTE par 1l d’essence :
 0,8g / Kg d’essence-auto.
 3,2g / Kg d’essence-avion.
 0,6% de PTE par 1l d’essence.

L’augmentation de NO par le PTE est en fonction de NO initial, nature chimique de l’essence

et teneur en soufre dans l’essence.
IV.3. spécifications des essences
IV.3.1. Spécifications des essences destinées pour le marché national [8]

Sur le marché algérien il y a trois types d’essences, deux grades d’essences avec plomb
(normale et super) et un grade d’essence sans plomb.
Caractéristiques Essence normale Essence super

Densité à 15°C 0,710 – 0,765 0,730 – 0,770
Distillation ASTM (°C)
10 (% vol) 70 max 70 max
50 (% vol) 140 max 140 max
95 (% vol) 195 max 195 max
PF (°C) 205 max 205 max
Résidu 2 max 2 max
Tension de vapeur REID (bar)
01/11 au 31/03 0,800 max 0,800 max
01/04 au 30/10 0,650 max 0,650 max
Nombre d’octane 89 min 96 min
Teneur en plomb (g/l) 0,40 max 0,40 max
Teneur en soufre (% poids) 0,15 max 0,15 max
Corrosion à la lame de cuivre 1b max 1b max
Tableau IV.1 : Spécifications des essences plombées sur le marché intérieur

La décision de formuler les essences sans plomb à été prise par NAFTEC au début des années
90 afin de s'aligner sur la technologie du raffinage et s'adapter à la demande en produits des
marchés extérieurs, et aux nouveaux véhicules en circulation.
Actuellement, la base principale pour la fabrication des essences au niveau des

raffineries algériennes, est le réformât qui contient 70 % d'aromatiques et jusqu'à 5% de
benzène. Mais le problème qu'a rencontré NAFTEC est la difficulté de satisfaire le marché
intérieur en essence sans plomb, et l'impossibilité de produire de l'essence conforme aux
spécifications EURO 2005 (1% benzène, et 35% aromatiques) pour le marché extérieur.

Limites
Caractéristiques
Min Max
Masse volumique (kg/m3) 725 780
Distillation (°C)
10 (% vol) - 47
50 (% vol) - 70
95 (% vol) - -
PF (°C) - 215
Résidu - 2
Tension de vapeur REID (g / cm2)
01/11 au 31/03 - 800
01/04 au 30/10 - 650
RON 95 -
MON 85 -
Teneur en plomb (g/l) - 0,15
Teneur en benzène (% vol) - 5
Teneur en soufre (% poids) - 0,01
Tableau IV.2 : Spécifications des essences sans plomb sur le marché intérieur

IV.3.2. Spécifications des essences pour le marché extérieur [10]

Caractéristiques Limites
Masse volumique (kg/m3) 0,730 – 0,780
Distillation (°C)
10-47 (% vol) 70
40-70 (% vol) 100
85 (% vol) 180
90 (% vol) 210
PF (°C) 215
Résidu 2
Tension de vapeur REID (k pa)
20/06 au 09 /09 45-79
10/04 au 31/01 50-96
01/11 au 09/04 55-99
Indice d’octane recherche RON 95 max
Teneur en plomb (g/l) 0,013
Teneur en aromatiques (% vol) 35 max
Teneur en benzène (% vol) 1 max
Teneur en soufre (% poids) 0,005 max
Tableau IV.3: Spécifications des essences Européennes
En récapitulant, on constate que les spécifications des essences en Algérie n’ont pas beaucoup
évolués si ce n’est pas la tendance à la diminution de la teneur en plomb (à 0,4 g/l puis à
0,15). Elles ne sont pas conformes aux spécifications internationales et notamment en ce qui
concerne le respect des teneurs en plomb, aromatiques, benzène,…

IV.3.3. Spécifications environnementales [11]

Dans la perspective de protéger l’environnement sous tout ses aspects, l’élimination du
plomb dans l’essence est le point de départ viable techniquement et économiquement.
Pour cela plusieurs solutions ont été prises, l’intégration de nouveaux additifs et de
nouvelles spécifications est une stratégie appliquée par les différents pays développés pour
avoir des essences reformulées à moindre incidence sur la santé et l’environnement.
Le programme Auto-Oil de la commission des communautés européennes (CCE) a

pour but l’introduction des carburants dans une nouvelle gamme de spécifications plus
sévères et obligatoires (Tableau (IV.4)).
Caractéristiques Limites
Indice d’octane recherche RON 95 min
Indice d’octane moteur MON 85 min
Tension de vapeur (REID)* (k pa) 60** max
Distillation (% vol)
à 100 °C 46-65
à 150 °C 75 min
à 180 °C 85 min
Point final 215 max
Résidu 2 max
Oléfines (% vol) 18*** max
Aromatiques (% vol) 35 max
Benzène 1 max
Oxygène (% masse) 2,7 max
Soufre (% poids) 0,005 max
Tableau (IV.4): Spécifications environnementales de l’essence
(*) : Pour la période estivale commençant du 1er mai au 30 septembre
(**) : Pour les états membres connaissant des conditions climatiques polaire, la TVR ne
dépasse pas 70 K Pa au cours de la période estivale.

(***) : L’essence ordinaire sans plomb peut être commercialisée avec une teneur en oléfine
maximale de 21.
L’ensemble des risques et des atteintes à l’environnement engendré par la

consommation des produits pétroliers, le réchauffement climatique, implique que la
dimension environnementale, mais aussi sociale et humaine soient prises en compte dans
l’élaboration des politiques énergétiques ayant pour but de diminuer ces risques et d’en
retarder les effets.
Le programme européen Auto-Oil a été conçu pour réduire la pollution urbaine

d’origine automobile. Les mesures prises, dont les premières sont entrées en vigueur le 1er
janvier 2000, devraient conduire d’ici à 2010 à une réduction des émissions polluantes par
rapport à leurs niveaux de 1990 de 15 à 85 % selon les polluants concernés (Figure : (IV.3))
Figure (IV.3) : perspectives de diminution des polluants liés au transport à horizon 2020.

Chapitre V
Sécurité de l’unité
Chapitre V Sécurité de l’unité
VI.1.Sécurité dans la raffinerie

La raffinerie est une usine dans laquelle tous les produits traités sont fortement inflammables,
alors il règne un danger perpétuel d’incendie, c’est pour cette raison que l’on a mise au point des
techniques spéciales de prévention pour réduire au maximum les risques d’incendie.
VI.1.1.Surveillance
Elle a pour rôle de :
- Vérifier que tout agent porte sa tenue de travail.
- Ne pas permettre l’accès pour l’agent porteur des outillages pouvant être source d’incendie
(briquet, allumette, etc).
- Maintenir l’ordre et la propreté dans l’unité, a cet effet ils ont prévu, des postes de garde et
une agence.
VI.1.2.Prévention
Toutes les unités de la raffinerie figurent dans un tableau électronique, en cas de fuite de gaz
ou d’incendie il sera indiqué par une lumière rouge ; cette notion englobe les installations,
dispositifs et moyens divers destinés à garantir la sécurité des ouvriers et des équipements
(soupapes de sécurité, etc ).
Pour éviter des dommages irréparables causés par des erreurs de manipulation on doit
prendre de grandes précautions dans la construction des équipements.
Une bonne coordination est nécessaire avec les unités avoisinantes et les services
d’intervention, en cas d’urgence les communications jouent un rôle très important pour cela les
équipements fiables doivent être disponibles.
VI.1.3.Détermination des risques

- Les risques majeurs sont les explosions, qui sont causées par les fuites de gaz (GPL, propane et
butane).
- Incendies causés par des fuites d’hydrocarbures.
- Feu électrique.
- Brulures par des produits chimiques : H2SO4, PTE, PTM.

VI.1.4.Intervention
Elle consiste en un groupe responsable de l’intervention contre le feu, du maintien de
l’équipement de sécurité, de la formation du personnel à lutter contre le feu. Les agents des
interventions doivent connaitre les installations d’une manière parfaite et pouvoir utiliser les
équipements de sécurité disponibles.
Le degré d’inflammation élevé du pétrole brut, ainsi que la propriété de ses vapeurs de
former avec l’air des mélanges détonants, classant les raffineries du pétrole dans la catégorie des
entreprises présentant un danger considérable d’incendie, ces incendies et les explosions éventuelles
peuvent causer des dommages à la raffinerie et provoquant en outre sa mise hors service pour une
période prolongée, l’effet nocif des produits pétroliers sur les organes de l’homme en cas de contact
régulier ou d’aspiration de leurs vapeurs, peut provoquer des maladies professionnelles et même des
empoisonnements si les précautions imposées ne sont pas respectées.
L’étude des causes d’incendie, d’explosion et d’accident de personne a prouvé que dans un
nombre écrasant des cas étaient dues à la non-exécution des programmes de préparation et du
régime de déroulement des processus, et sur tout à l’ignorance des règles de sécurité.
Tout le personnel technique de la raffinerie, les contres maitres et les chefs d’équipes sont
obligés, conformément aux règles de sécurité, à s’y conformer eux même à exiger de leurs
ordonnés. L’exécution précise des normes et des règlements en vigueur, ils ont portent l’entière
responsabilité. Tous ces travaux portent sur la protection du travail et les mesures sanitaires dans les
raffineries, sont du ressort de chef ingénieur ou de l’ingénieur chargé de l’application des règles de
sécurité.
VI.2.Sécurité particulière à l’unité de reforming

A côté des éventuels accidents dus aux températures et aux pressions élevées accompagnés de
l’inattention du personnel, il faut attirer l’attention de toute personne travaillant dans une unité
d’hydroraffinage sur les points suivants :
 Eviter l’inhalation des gaz provenant de l’unité considérée en raison de leur teneurs élevées
en H2S car leur inhalation peut entraîner la mort.
 Ne pas laisser d’importantes quantités d’eau usée de l’unité d’hydrotraitement couler sur le
sol ou dans les égouts, cette eau peut être saturée en H2S et NH3 qui seront libérés dans
l’atmosphère, il faut éviter le contact corporel avec cette eau.

 Eviter d’entrer si c’est possible dans un réacteur qui contient un catalyseur au nickel usé, et
s’il s’avère nécessaire d’y entrer, il faut isoler le catalyseur et bien aérer le réacteur. Quand
on ouvre un réacteur à catalyseur usé ou régénéré, n’envoyer pas d’air à travers le lit
catalytique car dans la plupart des systèmes réactifs, il est toujours possible de trouver des
dépôts de sulfure de fer dans le réacteur qui peut s’enflammer en présence d’air et provoquer
des températures extrêmement élevées.
 Limiter l’utilisation des produits les plus nocifs et favoriser la substitution par d’autres qui le
sont moins,
 Promouvoir des actions de réduction à la source d’émission (optimisation des procédés
d’application par exemple),
 Capter les vapeurs d’hydrocarbures le plus en amont possible et au mieux aspirer les
vapeurs à leur source d’émission,
 Utiliser des machines fermées étanches,
 Ventiler les lieux de travail,
 Respecter scrupuleusement les règles de stockage et de transport.
 Adapter toutes les installations électriques des locaux à la zone de risque.
 Porter des vêtements et gants de protection adaptés à la tâche effectuée et au produit
concerné, des chaussures de protection antidérapantes, et en cas d’urgence ou pour des
travaux exceptionnels de courte durée, porter un masque de protection respiratoire.
 Il est strictement interdit de fumer sur tout l’ensemble de l’unité.
 Tous les ballons des unités doivent être reliés à la terre afin d’éviter la formation de
l’électricité statique qui est responsable de graves explosions
 Éviter toute présence d’étincelle
 L’équipement de lutte contre l’incendie comporte des caisses de sable, des extincteurs
portatifs et des bouches d’incendie disposées sur le territoire de l’unité.
Parmi les équipements utilisés pour la sécurité et la protection, on trouve :
 Vêtements de protection à tissus spéciaux.

 Lunettes de protection, gants, chaussures de sécurité, masque à gaz.

Partie calculs
Chapitre VI
Calcul des réacteurs

Chapitre VI Calcul des réacteurs
VI. Calcul des réacteurs
VI.1. Données de calcul du procédé de platforming de la raffinerie d’Alger
VI.1.1. Caractéristique de la charge actuelle
La charge de platforming est le produit venant du réacteur de garde R201.
Composition chimique de la charge " PNA" (% vol)
Constituant Paraffines Naphtènes Aromatiques
% vol 55.09 35.32 9.59
Tableau (VI.1) : Composition chimique de la charge " PNA" (% vol)
 Teneur en poisons
Poisons Pb(ppb) Eau (ppm) Ar (ppm) S (ppm) Br (%pds)
Teneur avant R201 16 0 0 11,3 0, 236
Teneur après R201 9,5 0 0 2,82 0,011
Teneur admissible 50 20 5 7 /
Tableau (VI.2) : Teneur en poisons dans la charge


Densité : d1515 = 739 Kg/m3 d420 = 652 Kg/m3

Tension de vapeur : TVR = 0,163 bars
 Indice d’octane : NO = 60
 Couleur Saybolt : +30
 Débit de marche actuelle : Vch = 65 m3 /h
 Distillation ASTM
PI 5 10% 20% 30% 50% 70% 90% PF
75 89 94 102 106 118 132 152 167
Tableau (VI.3) : Distillation ASTM de la charge

VI.1.2. Caractéristiques du platformat
 Composition chimique du platformat « PONA »(%vol)
Constituants Paraffines Oléfines Naphtènes Aromatiques
% vol 45,73 0,59 3,63 50,05
Tableau (VI.4) : Composition chimique du platformat « PONA » (%vol).
 Densité : d15 15= 765 Kg/m3 d420= 678 Kg/m3

 Tension de vapeur: TVR= 0,400 bars
 Indice d’octane: NO= 84,5
 Couleur Saybolt : +20
 Débit du platformat :Qp = 50 m3/h
 Distillation ASTM
PI 5% 10% 20% 30% 50% 70% 90% PF
43 66 73 82 93 111 132 160 191
Tableau (VI.5) : Distillation ASTM du platformat
Remarque : Toutes les analyses ont été effectuées au laboratoire de la raffinerie d’Alger.
VI.1.3. Volume du gaz de recyclage : Vch = 146036 m3/h
VI.1.4. Taux de recyclage : 12/1 m3/m3
VI.1.5. Vitesse spatiale : VVH=1,274 h-1
VI.1.6. Composition chimique des gaz
VI.1.6.a) Composition chimique du gaz de recyclage (D203)
Constituant H2 C1 C2 C3 iC4 nC4 TOTAL
%mol 74,962 12,32 7,442 3,955 0,65 0,941 100
Tableau (VI.6) : Composition chimique du gaz de recyclage (D203)
VI.1.6.b) Composition chimique du gaz formé
Constituants H2 C1 C2 C3 iC4 nC4 TOTAL
%Vol 10 18 23,67 32,8 7,5 8,07 100
Tableau (VI.7) : Composition chimique du gaz formé

VI.1.7. Températures dans les réacteurs

Réacteur R202 R203 R204
Entrée (°C) 511 504 504
Sortie (°C) 466 492 507
Δt(°C) -45 -12 +3
Tableau (IV.8) : Températures dans les réacteurs
VI.1.8. Pressions dans les réacteurs

Réacteur R202 R203 R204
Entrée (bars) 33,8 30,2 29,8
Sortie (bars) 33,2 30 29,6
Tableau(IV.9) : Pressions dans les réacteurs
VI.1.9. Durée de fonctionnement de l’unité par an : 340 j
VI.1.10. Débit du gaz circulant : Vgc = 146036 m3/h
VI.1.11. Débit du platformat : Vp = 50 m3/h
VI.2. Bilan matière et thermique
VI.2.1. Bilan matière de l’installation réelle
VI.2.1.a) Détermination du débit massique de la charge actuelle
Gch = Vch × d1515 ……………. (VI.1 ).
Avec :
Gch : débit massique de la charge actuelle (Kg/h)
Vch : débit volumique de la charge actuelle : 65 m3/h
d1515 : dansité de la charge actuelle :739 Kg/m3
Donc :
Gch = 65 × 739
Gch = 48035 Kg/h

VI.2.1.b) Détermination du débit massique du gaz circulant actuel
Gg = Vg × dg ……………….… (VI.2 ).
Avec :
Gg : débit massique du gaz circulant (Kg/h)
Vg : débit volumique du gaz circulant : 146306 m3/h
dg : densité du gaz circulant : 0,305 Kg/m3
Donc :
Gg = 146306 × 0,305
Gg= 44323,33 Kg/h
VI.2.1.c) Détermination du débit massique Du platformat
Gp = Vp × d1515 …….…….…. (VI.3).
Avec :
Gp : débit massique du platformat actuel : (Kg/h)
Vp : débit volumique du platformat actuel : 50 m3/h
d1515 : densité du platformat actuel : 765 Kg/m3
Donc :
Gp = 50 × 765
Gp = 38250 Kg/h

Bilan de matière de la capacité actuelle
Produits % mas Kg/h T/j T/an
Entrée :
Charge 100 48035 1152,84 391965,6
Gaz circulant / 44323,33 1063,76 361678,4
Total 100 92358,33 2216,60 753644
Sortie :
Platformat 79,63 38250 918 312120
Gaz formé 20,37 9784.73 234,83 79842,2
Gaz circulant / 44323,33 1063,76 361678,4
Total 100 92358,33 2216,60 753644

Tableau(VI.10) : Bilan de matière de la capacité actuelle
VI.2.2. Bilan matière de l’unité U200 après augmentation de sa capacité de 10%
VI.2.2.a) Capacité de l’installation en T/an
G’ch = (Gch 110) / 100 …………… ( VI.4).
Avec :
G’ch : débit de la charge après une augmentation de 10% (T/an)
Donc :
G’ch = ( 391965,6 × 110) / 100
G’ch =431162,16 T/an
V.2.2.b) Capacité de l’installation en T/j
Sachant que le nombre de jours ouvrables est de 340 jours, alors :
G’’ch = G’ch / 340 …………….… (VI.5).
Avec :
G’’ch : débit de la charge après une augmentation de 10% (T/j)

Donc :
G’’ch = 431162,16 / 340
G’’ch = 1268,12 T/j
V.2.2.c) Capacité de l’installation en Kg/h
G’’’ch = (G’ch × 1000) / 24 ………… (VI.6).
Avec :
G’’’ch : débit de la charge après une augmentation de 10% (Kg/h )
Donc :
G’’’ch = (1268,12 × 1000) / 24
G’’’ch = 52838,33 Kg/h
V.2.2.d) Volume de la matière première
Le volume de la matière première est déterminé par la formule suivante :
V’ch = (Vch × 110) / 100 ………..…… (VI.7).
AVEC :
V’ch : volume de la matière première après une augmentation de 10% (m3/h)
Donc :
V’ch = (65 × 110) / 100
V’ch = 71.5 m3/h
V.2.2.e) Taux de recyclage ‘n’
Il est déterminé a l’aide de la formule (VI.8).
Vgr = Vch × n ………… (VI.8).
Avec :
Vgr : débit volumique du gaz circulant (m3/h)
Vch : débit volumique de la charge actuelle (m3/h)
De ( ) on trouve : n = Vgr / Vch …………. (VI.9).

Donc :
n = 146306 / 65
n = 2250,86
V.2.2.f) Volume du gaz circulant après augmentation
V’gc = n × V’ch =2250,86 × 71,5
Avec :
V’ch : debit volumique de la charge après augmentation
Vgc = 160936,49 m3/h
V.2.2.g) Composition chimique du gaz riche en hydrogène
Constituant Mi Densité % mol % mas
Kg/m3 Y’i Y’’i
H2 02 0,089 74,692 17,401
C1 16 0,714 12,32 23,026
C2 30 1,339 7,442 26,084
C3 44 1,964 3,955 20,333
iC4 58 2,589 0,65 6,777
nC4 58 2,589 0,941 6,377
Total / / 100 100
TABLEAU(V.11) : Composition chimique du gaz riche en hydrogène
V.2.2.h) Gaz circulant
 Masse moléculaire du gaz circulant
A partir des pourcentages molaires des constituants, déterminons la masse moléculaire du gaz
circulant en appliquant la formule suivante :
Mmoy = ΣY’i . Mi ………….. (VI.10).

Avec :
Mmoy : masse moléculaire moyenne du gaz circulant
Y’i : fraction molaire de l’élément « i »
Mi : masse molaire de l’élément « i »
Donc :
Mmoy = 2(0,74692) + 16(0,1232) + 30(0,07442) + 44(0,03955) + 58(0,0065)
+ 58(0,00941)
Mmoy = 8,36 Kg/mol
 Densité du gaz circulant
En appliquant la loi des gaz (formule VI.11), la densité du gaz circulant sera égale à :
dgc = Mmoy / 22.4 ………… (VI.11)
Avec :
dgc : densité du gaz circulant (Kg/m3)
Mmoy : masse moléculaire moyenne du gaz circulant
Donc :
dgc = 8,36 / 22.4
dgc = 0,373 Kg/m3
Masse du gaz circulant
Connaissant le volume et la densité du gaz circulant, on peut déterminer la masse de ce gaz par la
formule suivante :
Ggc = Vgc × dgc …………… (VI.12).
Donc :
Ggc =160936,49 × 0,373
Ggc = 60029.31Kg/h

V.2.2.i) Gaz formé
 Débit du gaz liquéfié (GPL), (marche actuelle)
le volume du gaz liquéfié VGPL est de 10 m3/h (donnée de base).
Donc :
65 m3/h 100%
10 m3/h X
D’où : X = 15,38 %
1152,82 T/j 100%
GGPL 15,38 %
Donc : GGPL = 177,30 T/j
 Débit du GPL de l’unité après augmentation
G’GPL = (GGPL × 110) / 100 ……………..(VI.13).
Donc :
G’GPL = (177,30 × 110) / 100
G’GPL = 195,03 T/j
 Débit du gaz sec (marche actuelle)
Ggs = Ggf – GGPL ……………………..….. (VI.14).
Avec :
Ggf : débit massique du gaz formé : 234,83 T/j
Gs : débit massique du gaz sec (T/j)
Donc :
Ggs = 234,83 - 177,30
Ggs = 57,53T/j

 Débit du gaz sec de l’unité après augmentation
G’gs = (Ggs × 110) / 100 ………………..(VI.15).
Donc :
G’gs = ( 57,53 × 110) / 100
G’gs = 63,28 T/j
A partir des résultats obtenus ; on peut déterminer la quantité totale du gaz formé :
 Marche actuelle
Ggf = GGPL + Ggs
Donc :
Ggf = 177,30 +57,53
Ggf = 234,83 T/j
 L’unité après augmentation
G’gf = G’GPL + G’gs
Donc :
G’gf = 195,03 + 63,28
G’gf = 258,31 T/j

VI.2.2.j) Bilan matière de l’unité après une augmentation de 10%
Produits % mas Kg/h T/j T/an
Entrée :
Charge 100 52838,50 1268,12 431160,8
Gaz circulant / 60029.31 1440.70 489838
Total 100 112867.81 2708.82 920998.8
Sortie :
Platformat 79,63 42075,30 1009,81 343335,4
Gaz formé 20,37 10763,20 258,31 87825,4
Gaz circulant / 60029.31 1440.70 489838
Total 100 112867.81 2708.82 920998.8

Tableau(VI.12) : Bilan matière de l’unité après une augmentation de 10%
VI.2.3) Bilan thermique
VI.2.3.a) Enthalpie de la charge en phase vapeur
Pour pouvoir déterminer l’enthalpie de la charge à n’importe quelle température, on
trace le graphe qp = f ( t ) en choisissant au minimum deux températures différentes
(à pression constante P = 30,2 atm).
Les températures choisies sont : 520°C, 490°C, 460°C.
Le calcul de l’enthalpie est basé sur :
A) Masse moléculaire de la charge

Pour les fractions paraffiniques étroites (dans notre cas, solvant total), on fait appel à la
formule de VOINOV pour la détermination de la masse moléculaire ‘M’
M = 60 + 0,3tm + 0.001tm2 …………… (VI.16).
Ou :
tm : température moyenne de la charge : 121°C.

donc :
M = 60 + 0.3(121) + 0.001(121)2
M = 110.94 Kg/mol
B) température critique la température critique de la charge est donnée par l’expression

empirique suivante :
Tcr = 1,05 tm + 160 + 273 ………….... (VI.17).
après calcul on trouve :
Tcr = 560,05 K.
C) Pression critique
la pression critique de la charge est donnée par l’expression empirique suivante :
Pcr = K (Tcr / M) …………….……...… (VI.18).
Avec :
K = 5,53 + 0,855 ( t70% - t10% ) / (70 – 10) ………… (VI.19 ).
Ou :
t10% : température pou laquelle 10% de la charge est distillée : 94°C.
t70% : température pou laquelle 70% de la charge est distillée : 132°C.
après calcul on trouve :
K = 6.07.
D’où :
Pcr = 6,07 (560,05 / 110,94)
Pcr =30,65 atm.
Puisque la pression est supérieure à 3 atm (passage de l’état liquide à l’état vapeur),
On doit faire pour chaque cas une correction de l’enthalpie.
Qp = q1atmt – IΔqI ……………………... (VI.20).

D) A une température t =520°C et une pression P=30,2atm

Enthalpie à 1 atm
q1atm 520°C= α (4 – d204) – 70 ……………( VI.21).

Avec :
α = 50,2 + 0,109 (t) + 0,00014 (t2) ….….( VI.22).
d204 = (d1515 – 0,0914) / 0.9934 …………( VI.23 ).
Avec :
α: coefficient de correction.
d204 : densité de la charge : 0,739 g/cm3
donc :
α = 50,2 + 0,109 (520) + 0,00014 (520)2
α = 144,736.
d204 = (0,739 – 0,0914) / 0.9934
d204 = 0,652 g/cm3.
D’où :
q1atm 520°C= 144,736 (4 – 0,652) – 70
q1atm 520°C= 414,57 Kcal/Kg.
Correction de l’enthalpie
Δq(M/T) = -4,4 (Pr/Tr3) ….………………(VI.24).
De (VI.24), on trouve :
IΔqI = 4,4 (Pr/Tr3) × (T/M) ……………….(VI.25).
Ou :
Pr : pression réduite
Tr : température réduite
 Détermination de la pression réduite
La pression réduite est déterminée d’après la formule suivante :
Pr = P / Pcr ………………………………..(VI.26).

Donc :
Pr = 30,2/ 30,65
Pr = 0,985.
 Détermination de la température réduite
La détermination de la température réduite se base sur la formule suivante :
Tr = T / Tcr ………………………………....(VI.27).
Donc :
Tr = (520 + 273) / 560,05
Tr = 1,416 .
D’où :
IΔqI = 4,4 (0,985/ (1,416)3) × (793/110,94)
IΔqI = 10,911 Kcal/Kg
Et en fin :
q30,2atm520°C = 414,57 – 10,91
q30,2atm520°C = 403,658 Kcal/Kg
E) A une température t = 460°C et une pression P = 30,2atm
Enthalpie à 1atm
De la formule (VI.22), on trouve :
α = 50,2 + 0,109 (460) + 0,00014 (460)2
α =129,964.
Donc :
q1atm460°C = 129,964 (4 – 0,652) – 70
q1atm460°C = 365,119 Kcal/Kg

 détermination de la température réduite
Pr = 0,985
Tr = (460 + 273) / 560,05
Tr = 1,308.
Donc :
IΔqI = 4,4 (0.985/(1,308)3) × (733/110,94)
IΔqI = 12,796 Kcal/Kg.
ET en fin :
q30,2atm460°C = 365,119 – 12,796
q30,2atm460°C = 352,323 Kcal/Kg.
F) A une température de t = 490°C et une pression P = 30,2atm

Enthalpie à 1atm
De la formule (VI.22), on trouve :
α = 50,2 + 0,109 (490) + 0,00014 (490)2
α = 137,224.
Donc :
q1atm490°C = 137,224 (4 – 0,652) - 70
q1atm490°C =389,426 Kcal/Kg
 Détermination de la température réduite:
Pr = 0,985.
Tr = (490 + 273) / 560,05

Tr =1,362
Donc :
IΔqI = 4,4 (0.985/(1,362)3) × (763/110,94)
Et en fin :
q30,2atm490°C = 389,426 – 11,797
q30,2atm490°C =377,629 Kcal/Kg
Les résultats de calcul sont résumés dans le tableau suivant :
t°C 460 490 520
q30,2atmt 352,323 377,629 403,658
Tableau (VI.13) Résultats de calcul des enthalpies de la charge (30.2 atm)
Tracons le graphe : q30,2atmt = f (t). voir Annexe : (1).
VI.2.3.b) Enthalpie du platformat stabilisé
Pour pouvoir déterminer l’enthalpie du platformat à n’importe quelle température, on
trace le graphe qpt = f (t) en choisissant au minimum deux températures différentes (à
pression constante P= 30,2atm).
Les températures choisies sont :520°C, 490°C, 460°C.
Suivons le même enchainement que celui de la charge, on trouve :
A) Masse moléculaire de la charge

Pour les fractions paraffiniques étroites (dans notre cas, solvant total), on fait appel à la
formule de VOINOV pour la détermination de la masse moléculaire ‘M’.
On a comme donnée : tm = 117°C
M = 60 + 0.3(117) + 0.001(117)2
M = 108,789 Kg/mol

B) Température critique
Elle est déterminée par la formule (VI.17) :
Tcr = 1,05 (117) + 160 + 273
Tcr = 555,85 K.
C) Pression critique :
Pour la détermination de la pression critique ;on fait appel à la formule ( ).
Pcr = K (Tcr / M)
De (VI.19), on trouve que :
K = 5,53 + 0,855 ( 132 - 73) / (70 – 10)
K = 6,371
D’où :
Pcr = 6,371 (555,85 / 108,789)
Pcr =32,552 atm.
D) A une température t =520°C et une pression P=30,2atm

Enthalpie à 1 atm
α = 144.736. (déjà calculé pour la charge)
avec :
d204 = (0,765 – 0,0914) / 0.9934
d204 = 0,678
donc :
q1atm 520°C= 144,736 (4 – 0,678) – 70
q1atm 520°C= 410,813 /Kcal/Kg.
Elle est déterminée à partir de la formule (VI.26) :

Donc :
Pr = 30,2/ 32,552
Pr = 0,928.
Pour la détermination de la température réduite, on fait appel à la formule (VI.27) :
Après calcul on trouve :
Tr = 1,426 .
Donc :
IΔqI = 4,4 (0,928/ (1,426)3) × (793/108,789)
IΔqI = 10,264 Kcal/Kg
Et en fin :
q30,2atm520°C = 410,813– 10,264
q30,2atm520°C = 400,548 Kcal/Kg
E) A une température t = 460°C et une pression P = 30,2atm

Enthalpie à 1atm
α = 129,964. (déjà calculé pour la charge)
A partir de (VI.21 ) et pour d204 on trouve :
q1atm460°C = 129,964 (4 – 0,678) – 70
q1atm460°C = 361,740 Kcal/Kg
Correction de l’enthalpie : formule (VI.25)
Pr = 0,928. (déjà calculée).
Elle est déterminée à partir de la formule (VI.27)
Tr = (460 + 273) /555,85
Tr = 1,318.

Donc :
IΔqI = 4,4 (0,928/ (1,318)3) × (733/108,789)
Et en fin :
q30,2atm460°C = 361,740 – 12,016
q30,2atm460°C = 349,724 Kcal/Kg.
F) A une température de t = 490°C et une pression P = 30,2atm
Enthalpie à 1atm
α = 137,224. ( déjà calculé pour la charge)
Donc :
q1atm490°C = 137,224 (4 – 0,678) - 70
q1atm460°C =385,858 Kcal/Kg
Pr = 0,928. (Déjà calculé)
A partir de la formule (VI.27), on trouve :
Tr = (490 + 273) / 555,85
Tr =1,373
Donc :
IΔqI = 4,4 (0.928/(1,373)3) × (763/108,789)
Et en fin :
q30,2atm490°C = 385,858 – 11,064
q30,2atm490°C =374,794 Kcal/Kg

A l’aide des trois températures choisies (520°C, 490°C, 460°C) et les enthalpies correspondantes,
on peut tracer donc le graphe des enthalpies du platformat stabilisé.
voir figure (VI.2 ).
t°C 460 490 520
q30,2atmt 349,724 374,794 400,548

Tableau (VI.14) : Résultats de calcul des enthalpies du platformat stabilisé (30.2atm
Enthalpie du gaz circulant et du gaz formé
A) Gaz circulant
Constituant Yi T = 520°C T = 490°C T = 460°C

% mass qi Qi=qi Yi qi Qi=qi Yi qi Qi=qi Yi
H2 17,401 1800 313,218 1760 306,257 1600 278,416
C1 23,026 520 119,735 505 116,281 480 110,525
C2 26,084 490 127,811 465 121,290 436 113,726
C3 20,333 486 98,818 444 90,278 426 86,619
ic4 6,777 460 31,174 438 29,683 412 27,921
nc4 6,377 462 29,461 443 28,250 412,6 26,312
Total 10 / 720,217 / 691,738 / 643,519
Tableau (VI.15) : Résultats de calcul des enthalpies du gaz circulant (30.2atm).
B) Gaz formé
Constituant Yi T = 520°C T = 490°C T = 460°C

% mass qi Qi=qi Yi qi Qi=qi Yi qi Qi=qi Yi
H2 0,0059 1800 10,62 1760 10,384 1600 9,44
C1 0,0859 520 44,668 505 43,379 480 41,232
C2 0,210 490 102,9 465 97,65 436 91,56
C3 0,403 486 195,858 444 178,93 426 171,678
ic4 0,129 460 59,34 438 56,502 412 53,148
nc4 0,1662 462 76,784 443 73,626 412,6 68,308
Total 100 / 490,17 / 460,471 / 435,366
Tableau (VI.16) : Résultats de calcul des enthalpies du gaz formé (30.2atm).
A partir des valeurs de l’enthalpie calculées, on trace les graphes du gaz circulant et
du gaz formé dans les figures (VI.3), (VI.4) respectivement.

VI.3. Calcul des réacteurs
VI.3.1. Bilan matière et thermique du 1er réacteur
Produits Xi Gi (Kg/h) T°C Q (Kcal/Kg) Q (Kcal/h)

Entrée :
Charge 100 52838,50 511 396 20924046
Gaz circulant - 60029.31 712 42740868.72
Total 100 112867.81 / 63664914.72
Sortie :
MP non transformée 50 26419,25 358 9458091.5
Platformat 42 22192,17 355 7878220.35
Gaz formé 8 4227,08 466 440 1859915.2
Gaz circulant -- 60029.31 654 39259168.74
Total 100 112867.81 / / 58455395.79

er
Tableau(VI.17) : Bilan matière et thermique du 1 réacteur (régime 110%).
La chaleur totale de la réaction est de :
ΔQ = Qe – Qs = 63664914.72 - 58455395.79
ΔQ = 5209518.93 Kcal/h.
L’effet thermique de la réaction est la quantité de chaleur absorbée par 1Kg de la charge :
q(R202) = ΔQ / Gmp transformée = 5209518.93 / 52838,50
q(R202) = 98.59 Kcal/K.
VI.3.2. Bilan matière et thermique du 2éme réacteur
Produits Xi Gi(Kg/h) T°C Q(Kcal/Kg) Q(Kcal/h)

Entrée :
Charge 50 26419,25 390 10303507.5
Platformat 42 22192,17 504 387 8588369.79
Gaz formé 8 4227,08 474 2003635.92
Gaz circulant -- 60029.31 706 42380692.86
Total 100 112867.81 / / 63276206.07
Sortie :
MP non transformée 18 9510,93 380 3614153.4
Platformat 69 36458,57 376 13708422.32
Gaz formé 13 6869,01 492 462 3173482.62
Gaz circulant -- 60029.31 694 41660341.14
Total 100 112867.81 / / 62156399.48
éme
Tableau(VI.18) : Bilan matière et thermique du 2 réacteur (régime 110%).

ΔQ = Qe – Qs =63276206.07 - 62156399.48
ΔQ = 1119806.59 Kcal/h.
q(R203) = ΔQ / Gmp transformée = 1119806.59 / 26419,25
q(R203) = 42.39Kcal/K.
VI.3.3. Bilan matière et thermique du 3éme réacteur
Produits Xi Gi(Kg/h) T°C Q(Kcal/Kg) Q(Kcal/h)

Entrée :
Charge 18 9510,93 390 3709262.7
Platformat 69 36458,57 387 14109466.59
Gaz formé 13 6869,01 504 474 3255910.74
Gaz circulant -- 60029.31 706 42380692.86
Total 100 112867.81 / / 63455332.89
Sortie :
Platformat 79,63 42075,30 389 16367291.7
Gaz circulant -- 60029.31 507 708 42500751.48
Gaz formé 20,37 10763.20 477 5134046.4
Total 100 112867.81 / / 64002089.58
Tableau(VI.19) : Bilan matière et thermique du 3éme réacteur (régime 110%).
ΔQ = Qe – Qs =63455332.89 - 64002089.58
ΔQ = -546756.69 Kcal/h.
q(R203) = ΔQ / Gmp transformée = -546756.69 / 9510,93
q(R203) = -57.49Kcal/K.

VI.3.4. Calcul des dimensions des réacteurs
VI.3.4.a) Calcul des volumes des catalyseurs
Pour la marche de l’installation du platforming de la raffinerie d’Alger, en régime
normal à 100%, le volume du catalyseur et de : 66 m3
pour notre projet, avec une augmentation de la capacité de 10%, le volume du catalyseur sera :
Vc = Vmp / W ………………………..(VI.1).
Ou :
Vc : volume du catalyseur.
Vmp :débit volumique de la matière première de l’unité en projet( m3/h).
W :vitesse spatiale = 1,274 h-1.
Donc :
Vc = 71,5 / 1,274
Vc = 56,12 m3
Pour les trois réacteurs successifs, la répartition du catalyseur est de 20%, 30% et 50%
Calculons les volumes respectifs du catalyseur pour chaque réacteur :
A. Volume du catalyseur du réacteur R202
Le volume du catalyseur est donné par la formule suivante :
V1cat = (Vc × 20) / 100 ……………………….(VI.2).
Après calcul on trouve :
V1cat = 11,224 m3.
B. Volume du catalyseur du réacteur R203
Appliquons la même formule(VI.2), on trouve :
V2cat = (VC × 30) / 100
V2 cat = 16.836 m3.
A. Volume du catalyseur du réacteur R204
Appliquons la même formule(VI.2 ), on trouve :

V3 cat = (VC × 50) / 100
V3 cat = 28,06 m3.
VI.3.4.b) Calcul des dimensions des réacteurs
Le diamètre réel du réacteur est donné par l’expression suivante :
dr = dint - dch……………………..(VI.3).
Ou :
dint : diamètre intérieur (m).
dch : diamètre de la cheminée = 0,64m.
 Diamètres réels des réacteurs

 Pour le premier réacteur R202
dr = 2,287 – 0,64
dr = 1,647 m
 Pour le deuxième réacteur R203
dr = 2,643 – 0,64
dr = 2,003 m.
 Pour le troisième réacteur R204
dr = 3,084 - 0,64
dr = 2,444 m.
 Sections des réacteurs
Fi = (Л × dr2) / 4 ………..…………….(VI.4).
Fi : section du réacteur.
F1 = (Л × (1,647)2) / 4
F1 = 2,1304 m2.
F2 = (Л × (2,003)2) / 4
F2 = 3,151 m2.
F3 = (Л × (2,444)2) / 4
F3 = 4,691 m2.
 Hauteur de la couche catalytique
Pour déterminer la hauteur de la couche catalytique ; on fait appel à la formule
suivante :
Hi cat = Vi cat / Fi …………………..….(VI.5).
Ou:
Hi cat : hauteur de la couche catalytique du réacteur « i » en (m).
Vi cat : volume de la couche catalytique du réacteur « i » en (m3).
Fi : section du réacteur « i » en (m2).
H1 cat = 11,224 / 2,1304
Hi cat = 5,268 m.
H2 cat = 16.836 / 3,151
H2 cat = 5,343 m.
H3 cat = 28,06 / 4,691
H3 cat = 5,982 m.
 Hauteurs totales des réacteurs
La hauteur totale est donnée par la formule suivante:
Hi totale = Hi cat × (3 / 2) + dr / 2 + dr / 2 ………(VI.6).
H1 totale = 5,268 × (3 / 2) + 1,647 / 2 + 1,647 / 2
H1 totale = 9,549m.

La hauteur réelle de ce réacteur est de :10,08 m.
H2 totale = 5,343 × (3 / 2) + 2,003 / 2 + 2,003 / 2
H2 totale = 10,018 m.
La hauteur réelle de ce réacteur est de : 10,13 m.
H3 totale = 5,982 × (3 / 2) + 2,444/ 2 + 2,444 / 2
H3 totale = 11,417 m.
La hauteur réelle de ce réacteur est de : 12,03 m.
Conclusion
A partir des résultats trouvés, on constate que l’augmentation de la capacité de
10%, peut être supportée par les réacteurs.

Chapitre VII
Calcul du ballon D203

Chapitre VII Calcul du ballon séparateur D203
VII. Calcul du ballon séparateur D 203
Dans le séparateur D 203, nous avons la séparation du gaz circulant du réformat non stabilisé
(éssence et gaz formé). Les dimensions de ce séparateur sont déterminées d’après la quantité
du gaz dégagé. Ce séparateur fonctionne sous pression de 28 atm et une température de 33°C.
La composition du gaz circulant sortant du séparateur est représentée dans le tableau suivant :
VII.1. Composition du gaz circulant

Mi(Kg/mol) Gi(Kg/h) Ni(Kmol/h) Yi
constituant
H2 02 10445.70 5222.85 17,401
C1 16 13822.35 863.90 23,026
C2 30 15658.05 521.94 26,084
C3 44 12205.76 277.40 20,333
iC4 58 4063.98 70.07 6,777
nC4 58 3828.07 66 6,377
Total / 60029.31 7022.16 100
Tableau (VII.1) : Composition du gaz circulant (D203).
VII.2. Calcul de la section du séparateur après augmentation

La section du ballon séparateur peut être déterminée par la formule suivante :
S = Vsec / W (m2) …………………………..….…..(VII.1).
Ou :
S : section du séparateur après augmentation (m2).
Vsec : volume du gaz quittant le ballon séparateur (m3/s).
W : vitesse admissible du gaz (m/s).

VII.2.1 Calcul du volume du gaz quittant le ballon séparateur
(𝟐𝟕𝟑+𝒕) 𝟏 𝟏
Vsec = ΣNi × 22,4 × × × × Z(m3 /Ssec) …………(VII.2).
𝟐𝟕𝟑 𝒑 𝟑𝟔𝟎𝟎
Ou :
Ni : nombre de moles par heur (Kmol/h).
t : température moyenne qui règne dan le séparateur (°C).
p : pression dans le séparateur (atm).
Z : coefficient de compressibilité qui est fonction de Tr et Pr.
Sachant que p = 28 atm, le coefficient de compressibilité ‘Z’ peut être connu grâce à la
détermination de Tr et Pr.
Tr = 0,654.
Pr =0,958.
D’après l’abaque universel de compressibilité des gaz (voir annexe), on trouve :
Z = 0,51.
Donc :
273+33 1 1
Vsec = 22,4 × 7022.16 × × × × 0,51
273 28 3600
Vsec = 0.892 m3/sec.
VII.2.2. Calcul de la vitesse admissible
La vitesse admissible est calculée comme suit :
𝒑𝒍−𝒑𝒗
W = 0,0334 × (m/s) ……………………….…..(VII.3).
𝒑𝒗
Ou :
0,0334 : coefficient qui tient compte du tu type du ballon soit horizontal ou vertical comme
dans notre cas, le séparateur est le type vertical.

Pl = masse volumique du liquide en Kg/m3.
Pv = masse volumique du gaz.
 Calcul de la masse volumique du gaz
La valeur de la masse volumique du gaz est donnée par :
𝑮𝒈
Pv = …………………………………………. (VII.4 ).
𝟑𝟔𝟎𝟎 × 𝑽𝒔𝒆𝒄
Ou :
Gg : débit massique du gaz (Kg/h).
60029 .31
Pv = 𝟑𝟔𝟎𝟎 ×𝟎.𝟖𝟗𝟐
Pv = 18,693 Kg/m3.
 Calcul de la masse volumique du liquide
pl = p420 – α (t – 20) ……………………….………………..(VII.5).
Avec :
p420 : densité de la phase liquide (p420 = 0,513 g/cm3).
α : coefficient de correction.
α = 0,001828 – 0,00132 × p420
α = 0,001828 – 0,00132 × 0,513
α = 0,00115.
Donc:
pl = 0,513 – 0,00115 × (33 – 20)
pl = 0,498 g/cm3.
D’où :
498 −18,693
W = 0,0334 × (m/s)
18,693

W = 0,1691 m/s.
Et en fin :
𝟎.𝟖𝟗𝟐
S = 𝟎,𝟏𝟔𝟗𝟏
S = 5.275 m2.
VII.3 Calcul du diamètre du ballon séparateur après augmentation
Le diamètre du ballon séparateur (d) est donné par la l’expression suivante :
d = 2 x (S/Л)1/2 ……………………………….(VII.6).
Donc :
d = 2 x (5.275 /Л) ½
d = 2,592 m.
le diamètre réelle du séparateur est de : 2m.
VII.3 calcul de la hauteur du ballon séparateur
la hauteur bu ballon séparateur est donnée par l’expression suivante :
H = 3 x d +(1/1,5) ……………………..…..(VII.7).
Donc :
H = 3 x (2,592) + 1
H = 8.776 m.
La hauteur réelle du séparateur est de : 7m.
Conclusion
D’après les calculs faits ; on constate que le ballon séparateur ne peut pas supporter une
augmentation de 10%

Chapitre VIII
Calcul de la colonne de stabilisation

C202
Chapitre VIII Calcul de la colonne de stabilisation C202
VIII. Calcul de la colonne de stabilisation C202
VIII.1.Données de calcul
 Composition chimique du platformat non stabilisé
Constituant « i » 𝑀𝑖 𝑥′𝑖 𝑀𝑝𝑡 = 𝑥′𝑖 × 𝑀𝑖

𝐶𝐻4 16 0.0101 0.1616
𝐶2 𝐻6 30 0.0385 1.155
𝐶3 𝐻8 44 0.0965 4.246
𝑖𝐶4 𝐻10 58 0.0505 2.929
𝑛𝐶4 𝐻10 58 0.0775 4.495
𝑖𝐶5 𝐻12 72 0.0579 4.1688
𝑛𝐶5 𝐻12 72 0.0438 3.1536
𝐶6 𝐻14 86 0.201 17.286
𝐶7 𝐻16 100 0.1703 17.03
𝐶8 𝐻18 114 0.12069 13.75866
𝐶9 𝐻20 128 0.0832 10.6496
𝐶10 𝐻22 142 0.0391 5.5522
𝐶11 𝐻24 156 0.0015 0.234
Total / 1.00 84.81946
Tableau (VIII.1) : composition chimique de platformat no stabilisé.
 Composition chimique du platformat stabilisé
Constituant 𝑀𝑖 𝑥′𝑖 𝑀𝑝𝑠 = 𝑥′𝑖 × 𝑀𝑖

𝑛𝐶4 𝐻10 58 0.0094 0.5452
𝑖𝐶5 𝐻12 72 0.069135 4.97772
𝑛𝐶5 𝐻12 72 0.044033 3.170376
𝐶6 𝐻14 86 0.19184 16.49824
𝐶7 𝐻16 100 0.25616 25.616
𝐶8 𝐻18 114 0.37137 42.33618
𝐶9 𝐻20 128 0.035 4.48
𝐶10 𝐻22 142 0.019 2.698
𝐶11 𝐻24 156 0.0401 6.2556
Total / 1 106.58
Tableau (VIII-2) : Composition chimique du platformat stabilisé

 Composition chimique de gaz formé
Constituant 𝑀𝑖 𝑦′𝑖 𝑀𝑔𝑓 = 𝑦′𝑖 × 𝑀𝑖

𝐶𝐻4 16 0.1417 2.2672
𝐶2 𝐻6 30 0.3074 9.222
𝐶3 𝐻8 44 0.3655 16.082
𝑖𝐶4 𝐻10 58 0.0891 5.1678
𝑛𝐶4 𝐻10 58 0.0958 5.5564
𝑖𝐶5 𝐻12 72 0.0003 0.0216
𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 / 0.9998 38.317
Tableau (VIII.3) : Composition chimique de gaz formé
 Composition chimique du GPL
Constituant 𝑀𝑖 𝑦′𝑖 𝑀𝐺𝑃𝐿 = 𝑦′𝑖 × 𝑀𝑖

𝐶𝐻4 16 0.028 0.448
𝐶2 𝐻6 30 0.1151 3.453
𝐶3 𝐻8 44 0.3457 15.2108
𝑖𝐶4 𝐻10 58 0.1945 11.281
𝑛𝐶4 𝐻10 58 0.3161 18.3338
𝑖𝐶5 𝐻12 72 0.0006 0.0432
𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 / 1.00 48.7698
Tableau (VIII.4) : Composition chimique du GPL.
VIII.2. Bilan matière
Afin de stabiliser le réformât venant de ballon séparateur D 203, On procède a une séparation des
gaz légers a l’aide de la colonne C202 dont on obtient deux produits :
 Une phase composée des gaz légers (C1 C2 C3 C4).

 Une phase lourde composée de platformat (C5 et plus).
I. Détermination de débit massique de platformat stabilisé :

15
𝐺𝑃𝑠 = 𝑉𝑝𝑠 × 𝑑15 ……………………………(VIII-1)
GPs : débit massique de platformat stabilisé (Kg/h).

Vps : débit volumique de débit stabilisé: 50(m3/h).
d15 3
15 : densité de platformat stabilisé:765 (kg/ m ).
GPs =50×765=38250 kg/h
II. Calcul de taux de vaporisation

𝐺𝑔𝑓
𝑒= ………………………………….(VIII-2)
𝐺𝑝

𝐺𝑔𝑓 : Débit massique du gaz formé 9784.73 (Kg/h).

𝐺𝑝 : Débit massique de platformat non stabilisé 48035 (Kg/h).
9784.73
e= = 0,2037
48035
III. Taux de vaporisation molaire
Il est déterminé par la formule :

𝑀𝑝
𝑒′ = 𝑒 𝑀 ………………………………....(VIII-3)
𝑔𝑓
𝑀𝑝𝑠 : Masse moléculaire de platformat stabilisé.
𝑀𝑔𝑓 : Masse moléculaire du gaz formé.
84.82
𝑒 ′ = 0.2037 × = 0.45
38.32
IV. Calcul de débit du reflux
Il est déterminé par (3÷6) fois le produit de tète de colonne (gaz formé). En considérant 3 fois le
produit de tète, le débit sera:
𝐺𝑟𝑓 = 3 × 𝐺𝑔𝑓 …………………………….(VIII-4)
𝐺𝑟𝑓 : débit de reflux froid (Kg/h).

𝐺𝑔𝑓 : debit de gaz formé 9784.37 (kg/h).
𝐺𝑟𝑓 =3× 9784.73=29354.19 (kg/h).
V. Bilan matière de la colonne de stabilisation
Produit %massique Débit (Kg/h)
Entrée :
Platformat non
stabilisé :
 Gaz : 20.37 9784.73

 Liquide : 79.63 38250.27
Reflux froid / 29354.19

(liquide) :
Total 100 77389.19
Sortie :
Platformat
stabilisé : 79.63 38250.27
Gaz formé : 20.37 9784.73
Reflux chaud
(vapeur) : / 29354.19
Total 100 77389.19
Tableau(VIII.5) : Bilan matière de la colonne de stabilisation

VIII.3.Détermination des paramètres opératoires de la colonne C202
VIII.3.1. Calcul des pressions dans la colonne
 Dans le ballon de reflux
La pression donnée dans le ballon de reflux est de 18,2 bars. La pression dans ce ballon est
maintenue constante par l’intermédiaire d’un régulateur qui laisse échapper la phase gazeuse en
excès vers le circuit de fuel-gaz.
 Au sommet de la colonne
La pression au sommet de la colonne est calculée par la relation suivante :
PS=Pb+ ΔP…………………………………(VIII-5)
ΔP : pertes de pression =0,3 ÷0,6 (bar).

Ps : pression au sommet de la colonne (bar).
Pb : pression dans le ballon (bar).
Ps=18,2+0,3=18,5 (bar)
 Dans la Zone de flash
La Pression d’alimentation se trouve par la relation suivante :
Pa=PS+ΔP……………..………….…….….(VIII-6)
Pa : pression d’alimentation (bar).

Ps : pression au sommet de la colonne18.5 (bar).
ΔP : pertes de pression 0.5 (bar).
𝑃𝑎 =18,5+0.5=19 bar
 Au fond de la colonne
La pression au fond de la colonne est calculée par la relation suivante :
Pf=Pa + ΔP……………………………….(VIII-7).
ΔP : perte de pression 0.3 (bar).

Pf : pression au fond de la colonne (bar).
Pa : pression dans la zone d’alimentation 19 (bar).
Pf=19+0.3=19,3 bar
VIII.3.2. Calcul des températures de la colonne
Les températures sont calculées en utilisant l'itération des équations isothermes.

 Dans le ballon de reflux «Tb»
Tb=Tmoyf+12 oC ………………………………(VIII-8)
Te +Tf
Tmoyf = …………….…………………….(VIII-9)
2
Tel que:
Tmoy : la température moyenne de fluide dans le condenseur en oC .
Te,Tf :sont respectivement la température d'entrée et de sortie de fluide réfrigérant dans le
condenseur, en oC.
18+28
Tmoyf = = 23℃
2
Tb=23 +12=35 oC
 Au sommet de la colonne «Ts»
A La pression de service PS = 18,5 bars, la température au sommet de la colonne est déterminée par
la même méthode des approximation successive, on utilisant l’équation d’isotherme de la phase
vapeur :
𝑌′𝑖
= 1…………………………….…….(VIII-10)
𝐾𝑖
Y'i: fraction molaire de l'élément ''i'' au sommet de la colonne (C1,C2,C3,iC4,nC4).

Ki : coefficient d’équilibre du constituant «i».
 résultats des itérations sur la température au sommet de la colonne
T=65℃
Constituant Mi Y’i P=18.5bar
Ki Y’i’/Ki
𝐶𝐻4 16 0.028 7,5 0,0037
𝐶2 𝐻6 30 0.1151 1.9 0,0605
𝐶3 𝐻8 44 0.3457 1.2 0,2659

𝑖𝐶4 𝐻10 58 0.1945 0,9 0,2161
𝑛𝐶4 𝐻10 58 0.3161 0,7 0.4515
𝑖𝐶5 𝐻12 72 0.0006 0,2 0,003
Total / 1 / 1,00077
Tableau (VIII.6) : résultats des itérations sur la température au sommet de la colonne
La température qui vérifie l’équation précédente est TS =65°C.

 Au fond de la colonne «Tf»
La température au fond de la colonne est déterminée avec la même méthode précédente, à la

pression Pf , par approximation successive (itération) à partir de l’isotherme de la phase liquide :
K i × X′i =1…………………………….....(VIII-11)
X'i: fraction molaire de l'élément ''i'' au fond de la colonne.

Ki : coefficient d’équilibre du constituant «i».
 Résultat d’itérations sur la température du fond
T=250℃
Constituant Mi x’i P=19.3bar
Ki X’i×Ki
𝑛𝐶4 𝐻10 58 0.0094 2,3 0,02162
𝑖𝐶5 𝐻12 72 0.069135 1,8 0,124443
𝑛𝐶5 𝐻12 72 0.044033 1,7 0,0748561
𝐶6 𝐻14 86 0.19184 1,3 0,249392
𝐶7 𝐻16 100 0.25616 0,9 0,230544
𝐶8 𝐻18 114 0.37137 0,7 0,259959
𝐶9 𝐻20 128 0.035 0,55 0,01925
𝐶10 𝐻22 142 0.019 0,45 0,00855
𝐶11 𝐻24 156 0.0401 0,4 0,01604
Total / 1 / 1,0046541
Tableau(VIII.7) : Résultat d’itérations sur la température du fond
La température qui vérifie l’équation précédente est Tf = 250 oC.
 A la zone d’alimentation
Sachant que la charge est bi phasique, on détermine Ta par les mêmes méthodes itératives
précédentes, sauf avec l'équation :
𝐗′𝐢
= 1….……………..…………..(VIII-12)
𝟏+𝐞′ (𝐊𝐢−𝟏)
e' : taux vaporisation molaire (0.45)

Pa : pression à l’entrée de la colonne 19 (bar).
X’i : concentration molaire de constituant « i ».
Ki : coefficient d’équilibre de constituant « i ».

 Résultat des itération sur la température de la zone d’alimentation
K1
Constituant Mi X’i t=150°C Xi’/ e’(Ki-1)+1
CH4 16 0.0101 11 0,00194231
C2 H6 30 0.0385 5 0,01436567
C3 H8 44 0.0965 3 0,05244565
iC4 H10 58 0.0505 2,5 0,0309816
nC4 H10 58 0.0775 2,2 0,05152926
iC5 H12 72 0.0579 1,4 0,04957192
nC5 H12 72 0.0438 1 0,0438
C6 H14 86 0.0201 0,8 0,21943231
C7 H16 100 0.1703 0,45 0,22145644
C8 H18 114 0.12069 0,26 0,17511608
C9 H20 128 0.0832 0,18 0,12690665
C10 H22 142 0.0391 0,0093 0,06696283
C11 H24 156 0.0015 0,006 0,01872897

Total 1.00 / 1,007323968
Tableau (VIII-8) : Résultat des itérations sur la température de la zone d’alimentation
La température d’entrée de la charge est de 150℃.
VIII-4-Bilan thermique de la colonne de stabilisation :
Selon la loi de conservation d’énergie on peut écrire le bilan thermique :
𝑄𝑒 = 𝑄𝑠 ………………………………(VIII-13)
Qp+Qrb=Qps+Qgf+Qrf……….………………..(VIII-14)
VIII-4-1-Calcul de la quantité de chaleur entrant dans la colonne :
 Quantité de chaleur apportée par la charge :
Qp = Gp × e × qvt + [Gp 1 − e ] × qlt ………………..(VIII-15)
Qp :quantité de chaleur apporté par la charge(platformat non stabilisé) (kcal/h).

Gp :débit de platformat non stabilisé 48035 (kg/h).
e :Taux de vaporisation 0.2037.
qvt , qlt : enthalpie respectives de platformat non stabilisé a l’état vapeur et liquide (kcal/kg).

VIII-4-2-Calcul de la quantité de chaleur sortant de la colonne :
 Quantité de chaleur de emporté par le produit de tête (gaz formé) :
Qgf = Ggf × qtgf ……………………………(VIII-16)
Qgf : quantité de chaleur emporté par le gaz formé (kcal/h).

Ggf : débit de gaz formé (kg/h).
qtgf :enthalpie de gaz formé (kcal/kg).
 Quantité de chaleur emportée par le platformat stabilisé :
Qps = Gps × qtps …………………………………..(VIII-17)
Qps : quantité de chaleur emporté par le platformat stabilisé (kcal/h).

Gps: débit de platformat stabilisé (kg/h).
qtps :enthalpie de platformat stabilisé (kcal/kg).
 Quantité de chaleur extraite par le reflux froid :
Qrf = Grf × qtrf ……………………….(VIII-18)
Qrf : quantité de chaleur extraite par le reflux (kcal/h).

Grf : débit de reflux (kg/h).
qtrf :enthalpie de gaz formé (kcal/kg).
Les enthalpies de chaque produit sont calculées par les formules suivantes :
 Pour les gaz :

𝑔
𝑞𝑡 = 𝑦𝑖 × 𝑞𝑖 …………..………………..(VIII-19)
𝑔
𝑞𝑡 : enthalpie du gaz (kcal/kg).
Yi : concentration du constituant « i » dans le gaz.
qi : L’enthalpie de chaque constituant (kcal/kg) déterminée par la formule suivante :
𝑞𝑖 = 𝑐𝑝 × 𝑡………………………………..(VIII-21)
Cp : chaleur spécifique du constituant (kcal/kg °C).

t : température a laquelle se trouve le gaz (°C).

 Pour les fractions liquides :

1
𝑞𝑡𝑙 = 0.403𝑡 + 0.000405𝑡 2 ………………..……(VIII-20)
⍴15
15
𝑞𝑡𝑙 : Enthalpie de la fraction liquide (kcal/kg).

⍴15 3
15 : Densité de la fraction (kg/m ).
t : température de la fraction (°C).
 Pour la vapeur :
𝑞𝑡𝑣 = 50.2 + 0.109𝑡0.00014𝑡 2 4 − ⍴15

15 − 73.8……………….(VIII-21)
𝑞𝑡𝑣 : Enthalpie de la vapeur (kcal/kg).

⍴15 3
15 : Densité de la fraction (kg/m ).
t : température de la vapeur (°C).
VIII-4-3-Bilan thermique
Produit G (kg/h) T=°c 𝑞𝑙 𝑞𝑣 Q

(kcal/Kg) (kcal/Kg) (kcal/h)
Entrée :
Platformat non stabilisé:
 Liquide : 38250.27 150

 Vapeur : 80.69 / 3086509.91
9784.73 150 / 85.05 832191.28
Reflux froid :
29354.19 30 24.29 / 713013.27
Total 77389.19 / / / 4631714.46
Sortie :
Platformat stabilisé : 38250.27 250 144.13 / 5513011.42
Gaz formé : 9784.73 65 / 33.46 327416.64
Reflux chaud : 29354.19 65 / 34.72 1019456.34
Total 77389.19 / / / 6859884.4
Tableau (VIII-9) : Bilan thermique de la colonne C202
 calcul de débit de reflux chaud :
la quantité de chaleur nécessaire au rebouillage de produit de fond de la colonne est la

différence entre la quantité de chaleur entrante et la quantité entrante :
∆𝑸 = 𝑸𝒔 − 𝑸𝒆 ……………………….……(VIII-22)
∆𝑸 =6859884.4-4631714.46=2228169.94 (kcal/h)

D’où :
∆𝑸
𝑮𝒓𝒃 = 𝒒𝒗 −𝒒𝒍 …………………………….….(VIII-23)
𝒕 𝒕
𝑮𝒓𝒃 : débit de rebouillage (kg/h).

𝒒𝒗𝒕 : enthalpie de la phase vapeur 𝒒𝒗𝒕 = 205.06 (kcal/h).
𝒒𝒍𝒕 : enthalpie de la phase liquide 𝒒𝒍𝒕 =144.13 (kcal/h).
t : température de fond de la colonne t=250℃.
2228169 .94
𝑮𝒓𝒃 = 205.06−144.13 = 36569.34(kg/h)
VIII-5- Calcul des dimensions de la colonne :
VIII-5-1-Diamètre supérieur :
Ce diamètre est calculé selon le volume du gaz formé et de reflux froid.
D1 = 4𝑠/𝜋……………….………….(VIII-24)
D1: diamètre supérieur (m).

S : surface de la section de tête de la colonne (m2).
 Surface de la section de tête :
S=Vsec/Wad……………………….…….(VIII-25)
Avec :
 Vsec :
𝐺𝑟𝑓 +𝐺𝑔𝑝𝑙 𝐺𝑔𝑓 273+𝑡 1 1
Vsec = + 𝑀𝑔𝑓 × 22.4 × × 𝑃 × 3600 × 𝑍 (m3/s)………..(VIII-26)
𝑀𝑔𝑝𝑙 273
Vsec :débit volumique des vapeurs (m3/s)

GGPL : débit de GPL (Kg/h).
MGPL : masse moléculaire de GPL.
Ggf : débit de gaz formé (kg/h).
Mgf : masse moléculaire du gaz formé.
t : température au sommet de la colonne 65 (°c).
P : pression au sommet de la colonne 18.3 (atm).
Z : facteur de compressibilité.
 Calcul de facteur de compressibilité
Pr=0.61 (d’après VI-26)

Tr=0.55 (d’après VI-27)
D’après le diagramme universel de compressibilité des gaz (annexe (5)): Z=0.81

 Calcul de débit de GPL
Grf = 3.5GGPL …………………………………….(VIII-27)
Grf : débit de reflux froid (kg/h).

Donc :
GGPL =Grf /3.5 GGPL = 29354.19/3.5=8386.9 (kg/h).
D’où :
29354 .19+8386 .9 1397.83 273+65 1 1
Vsec = + × 22.4 × × 18.3 × 3600 ×0.81
48.77 38.317 273
Vsec = 0.28 (m3/s)
 Wad :
D’après la formule SOUDERS-BROWN on détermine la vitesse admissible au

mouvement des gaz (Wad ) :
ρ𝑙 −ρ𝑣
𝑊𝑎𝑑 = (0,05 ÷ 0.08) ……………………..….(VIII-28)
ρ𝑣
Wad : vitesse admissible au mouvement des gaz (m/s).

ρ𝑙 : masse volumique du liquide au sommet de la colonne (kg/𝑚3 ).
ρ𝑣 :masse volumique du la vapeur au sommet de la colonne (kg/m3 ).
 déterminer ρ𝑙 on utilise la formule:
ρl = ρt4 = ρ20
4
− α(t − 20)………………………..(VIII-29)
Avec :
ρ𝑡4 : masse volumique a la température de sommet t=65°c.

ρ20
4
: masse volumique a la température 20°c (0.513g/cm3 ).
α: coefficient de correction.
𝛼 = 0.001828 − 0.00132ρ20 4
…………………….(VIII-30)
α = 0.001828 − 0.00132(0.513) =0.00118
D’où :
ρ𝑡4 =0.513-0.00118(65-20)=0.4598 g/cm2
 Détermination de ρ𝑣 :
ρ𝑣 = 𝐺𝑉 /(𝑉𝑠𝑒𝑐 × 3600)…………………………(VIII-31)
GV : debit massique des vapeurs au sommet de la colonne (kg/h).

Avec :
GV = Grf + Ggf …………..………………..……….(VIII-32)
Gv : débit de vapeur (kg/h).

Ggf : débit de gaz formé(kg/h).
9784.73+29354.19=39138.92 kg/h
39138.92
ρ𝑣 = = 31.98 𝑘𝑔/𝑚3
0.34 × 3600
Donc :
459.8−31.98
Wad =0.05 =0.183 (m/s)
31.98
D’après la formule (VIII-24) :
S=0.275/0.183=1.5 m2.
En fin selon la formule (VIII-25) :
D1 = 4 × 1.859/𝜋 = 1.38 𝑚.
Le diamètre réel de la partie supérieur de la colonne C202 est de 2.1m.
VIII-5-3-Calcul de diamètre inférieur :
On détermine ce diamètre a partir de la hauteur de liquide sur le plateau selon la formule suivante :
2
V
h = (6400 .L )3 …………………………………(VIII-33)
h : hauteur de liquide sur le plateau (m).

V : volume de liquide sur le plateau (m3 /h).
L : longueur de plateau (m).
D’où :
V
L= 3 …………………………………(VIII-34)
6400 .h 2
On admit pour le calcul une valeur de hauteur de (3,5 cm).

V est calculé suivant la formule :
𝐺𝑝𝑠
𝑉= …………………………….……….(VIII-35)
ρ𝑡4
Gps : débit de platformat stabilisé (kg/h).

ρt4 : densité du liquide (kg/m3 ).
ρ20
4
: densité de platformat stabilisé a 20℃ 678(kg/m3).
𝜶 : facteur de correction.

Avec :
𝛼 = 0.000933 (selon la formule VIII-30).

ρ𝑡4 = 0.463 g/cm3 (selon la formule VIII-29).
Donc :
38250 .27
𝑉= =82.54m3/h
463
En fin :
82.54
L= 3 =1.97m
6400 .(0.035)2
L
D2 = 2r = 2 …………………………(VIII-36)
2
1.97
𝐷2 = 2 =2.8m.
2
Le diamètre inferieur réel de la colonne C202 est de 3m.
VIII-5-4-Calcul de la hauteur de la colonne :
 Hauteur entre le 16𝑖𝑒𝑚𝑒 plateau et 30𝑖𝑒𝑚𝑒 (zone de rectification):
H1 = 14 × 0.6 = 8,4m
 Hauteur entre le 1𝑒𝑟 et 15𝑖𝑒𝑚𝑒 plateau (zone d’épuisement):

H2 = 14 × 0.75 = 10,5m
 Hauteur de la zone de flash :
Déterminée comme espacement entre 4 plateaux.
H3 = 3 × 0.6 = 1,8m
𝑖𝑒𝑚𝑒
 Hauteur libre entre le 30 plateau et la tête de colonne :
D1 1.38
H4 = = = 0.69m
2 2
 Hauteur correspondante au niveau du liquide de fond jusqu’au premier plateau:
H5 = 2m
 Hauteur nécessaire pour assurer le bon fonctionnement de la pompe du produit de fond de
la colonne :
𝐺𝑙𝑖𝑞 ×𝜏
𝐻6 = ρ𝑡 ……………………….(VIII-37)
𝑝𝑠 ×60×𝑆
Avec :
𝐺𝑙𝑖𝑞 = 𝐺𝑝𝑠 + Grb ……………………(VIII-38)
π×D 22
S= ………..……………..…….(VIII-39)
4
Gliq: débit de liquide de fond (kg/h).

Gps : débit de platformat stabilisé (kg/h).
Grb : débit de rebouialllge (kg/h).

τ : temps de rétention ; τ = 3mn .

ρ𝑡𝑝𝑠 : masse volumique de platformat stabilisé (kg/m3 ).
S : surface de la section de liquide de fond (m2).
𝐺𝑙𝑖𝑞 = 38250.27 + 36569.34 = 74819.61 (kg/h).
3.14×2.8
𝑆= = 6.15 m2
4
74819 .61×3
H6 = 6.15×60×765 = 0.79 m
 Hauteur de la jupe de la colonne :
H7=4m
 Hauteur totale (Htot ):
Htot=H1+H2+H3+H4+H5+H6+H7
D’où : Htot=28.18 m
VIII-6- Paramètres de la colonne après augmentation :
VIII-6-1-Bilan matière :
Produit %massique Débit( Kg/h)
Entrée :
Platformat non stabilisé :
 Gaz : 20.37 10763.20

 Liquide : 79.63 42075.30
Reflux froid (liquide) : / 32289.6
Total 100 85128.1
Sortie :
Platformat stabilisé : 20.37 10763.20
Gaz formé : 79.63 42075.30
Reflux chaud (vapeur) : / 32289.6
Total 100 85128.1
Tableau (VIII-10) : bilan matière de la colonne C202 (regime110%)

VIII- 6-2-Bilan thermique :
Produit G (kg/h) T=°c 𝒒𝒍 𝒒𝒗 Q
(kcal/Kg) (kcal/Kg) (kcal/h)
Entrée :
Platformat non stabilisé :
 Vapeur : 10763.20 150 80.69 / 3395031.75

 Liquide : 42075.30
150 / 85.03 915410.16
Reflux froid : 32289.6 30 24.29 / 784314.38
Total 85128.1 / / / 5094756.29
Sortie :
42075.30
Platformat stabilisé : 10763.20 250 144.13 / 6064312.99
Gaz formé : 32289.6 65 / 33.46 360136.67
Reflux chaud : 65 / 34.72 1121094.91
Total 85128.1 / / / 7545544.57
Tableau (VIII-11): Bilan thermique de la colonne C202 (régime 110%)
Le débit de reflux nécessaire pour le rebouillage est: 40224.99 (kg/h).
VIII-6-3- Dimensions de la colonne
Diamètre supérieur 1.55 (m)

Diamètre inferieur 2.96 (m)
Hauteur 28.35 (m)
Tableau (VIII-12): dimensions de la colonne C202 (régime 110%).
Conclusion :
La colonne C202 peut supporter une augmentation de 10%.

Chapitre IX
Calcul des échangeurs de chaleur

Chapitre IX Calcul des échangeurs de chaleur
La batterie d’échangeurs E208 est destinée à récupérer les calories de l’effluant sortant de réacteur
R204 et les transférer ver la matière première (la charge et le gaz circulant) avant son entrée dans le
réacteur E202.
1) Conditions opératoires :
Produit coté fiscaux Produit coté calandre

Charge +gaz H2 Effluent sortant R204
𝑇𝑒 = 50℃, 𝑇𝑒 = 505℃ ,
𝑃𝑒 = 29𝑏𝑎𝑟 𝑃𝑒 = 29.6𝑏𝑎𝑟
𝑇𝑠 = 𝑥℃ , 𝑇𝑠 = 150℃ ,
𝑃𝑠 = 28𝑏𝑎𝑟 𝑃𝑠 = 28 𝑏𝑎𝑟
Tableau (IX-1) : conditions de services des échangeurs E208.
2) Calcul de la chaleur cédée par l’effluent sortant de R204 à la charge :
𝑝 𝑣 (𝑝)𝑙 (𝑔𝑐 )𝑣 (𝑔𝑐 )𝑙 (𝑔𝑓 )𝑣 (𝑔𝑓 )𝑙

Q1=µ [𝐺𝑝𝑠 (𝑞505 -𝑞150 )+𝐺𝑔𝑐 𝑞505℃ − 𝑞150℃ + 𝐺𝑔𝑓 (𝑞505℃ − 𝑞150℃ )]……….. (IX-1)
µ : rendement thermique de l’échangeur de chaleur (0.94÷0.95), dans notre cas µ=0.94.
𝐺𝑝𝑠 : Débit de platformat 38250 (kg/h).
(𝑝)𝑣
𝑞505℃ : Enthalpie du platformat stabilisé à l’état vapeur 390 kcal/kg. (Voir annexe (2)).
(𝑝)𝑙
𝑞150℃ : Enthalpie du platformat stabilisé à l’état liquide 80kcal/kg. (Voir annexe (2)).
𝐺𝑔𝑐 : Débit du gaz circulant 44323,33 (kg/h).
(𝑔𝑐 )𝑣
𝑞(505℃ : Enthalpie du gaz circulanta l’état vapeur 704(kcal/kg) (voir annexe (3)).
(𝑔𝑐 )𝑙
𝑞150℃ : Enthalpie du gaz circulant à l’état liquide 250 (kcal/kg) (voir annexe (3)).
𝐺𝑔𝑓 : Débit du gaz formé 9784.73 (kg/h).
(𝑔𝑓 )𝑣
𝑞505℃ : Enthalpie du gaz formé à l’état vapeur468 (kcal/kg)( voir annexe(4)).
(𝑔𝑓 )𝑙
𝑞150℃ : Enthalpie du gaz formé à l’état liquide150 (kcal/kg) (voire annexe (4)).
Donc :
𝑄1 =0.94[38250(390-80)+44323.33(704-250)+9784.73(468-150)]
𝑄1 = 32986325.8 𝑘𝑐𝑎𝑙/𝑕

3) Calcul de la quantité de chaleur reçue par la matière première:

(𝑐𝑕)𝑣 (𝑐𝑕)𝑙 (𝑔𝑐 )𝑣 (𝑔𝑐 )𝑙
𝑄2 = µ[𝐺𝑐𝑕 𝑞𝑥℃ − 𝑞50℃ + 𝐺𝑔𝑐 𝑞𝑥 − 𝑞50℃ ] …………………………..(IX-2)
µ : Rendement thermique du l’échangeur de chaleur (0.94).
𝐺𝑐𝑕 : Débit de charge 48035 (kg/h).

(𝑐𝑕)𝑣
𝑞𝑥 : Enthalpie de la charge à l’état vapeur a la température x℃(kcal/kg).
(𝑐𝑕)𝑙
𝑞50℃ : Enthalpie de la charge à l’état vapeur et à température 50℃(kcal/kg) (voir annexe (1)).
𝐺𝑔𝑐 : Débit de gaz de recyclage (kg/h).
(𝑔𝑐 )𝑣
𝑞𝑥 : Enthalpie du gaz de recyclage à l’état vapeur et à température x℃(kcal/kg).
(𝑔𝑐 )𝑙
𝑞50℃ : Enthalpie du gaz de recyclage à l’état vapeur et à température 50℃ (voir annexe (3).
Afin de déterminer la température x℃ , on prend trois températures (350℃,400℃,450℃) pour

lesquelles on calcule :
(𝑐𝑕)𝑣 (𝑐𝑕)𝑙 (𝑔𝑐 )𝑣 (𝑔𝑐 )𝑙
𝑄2𝑡 = 𝑄2 = µ[𝐺𝑐𝑕 𝑞𝑡 − 𝑞50℃ + 𝐺𝑔𝑐 𝑞𝑡 − 𝑞50℃ ]
Ces trois points nous donnent un graphe𝑄2 = 𝑓(𝑡) (annexe(9). On obtient x℃ en égalisant 𝑄2 =
𝑄2 =f(x℃).
D’après le graphe des enthalpies (voir l’annexe (1 et 3)), on détermine les enthalpies de la charge et
de gaz de recyclage a différentes température.
Enthalpie (kcal/kg) Charge Gaz de recyclage 𝑄2𝑡 (kcal/h)

𝑙
𝑞50℃ 2.8 120 /
𝑙
𝑞350℃ 260 507 27737266.87
𝑙
𝑞400℃ 300 570 32168210.47
𝑙
𝑞450℃ 340 640 36890801.58
Tableau (IX-2) : enthalpies de la charge et du gaz de recyclage.
D’âpres le graphe (voir annexe (9) : x=410℃.

4) Calcul de la surface de transfert de l’échangeur thermique E208 :

𝑄
𝑆 = 𝐾×∆𝑡1 …………………….…………………………..(IX-3)
𝑚
S : surface de transfert de l’échangeur (𝑚2 ).
K : coefficient de transfert de chaleur (donné) de l’échangeur 340kcal/𝑚2 .
∆𝑡𝑚 : différence moyenne de température (°C).
Détermination de ∆𝑡𝑚 :
Avec :
∆𝑡𝑚𝑚𝑎𝑥 = 𝑡𝑒𝑝𝑡 − 𝑡𝑠𝑐𝑕 ………..……………………..….(IX-4)
∆𝑡𝑚𝑚𝑖𝑛 = 𝑡𝑠𝑝𝑡 − 𝑡𝑒𝑐 𝑕 …………………………...……...(IX-5)
𝑡𝑒𝑝𝑡 : 𝑡𝑒𝑚𝑝é𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑒𝑒𝑛𝑡𝑟é𝑒duplatformat non stabilisé℃.
𝑡𝑒𝑐 𝑕 : température entrée de la charge℃.
𝑡𝑠𝑐𝑕 :𝑡𝑒𝑚𝑝é𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑒𝑠𝑜𝑟𝑡𝑖𝑒la charge ℃ .
𝑡𝑠𝑝𝑡 : 𝑡𝑒𝑚𝑝é𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑒𝑠𝑜𝑟𝑡𝑖𝑒duplatformat non stabilisé℃.
∆𝑡𝑚𝑚𝑎𝑥 =505-410=95℃.
∆𝑡𝑚𝑚𝑖𝑛 =150-50=100℃.
∆𝑡 𝑚𝑚𝑎𝑥
Comme : <2
∆𝑡 𝑚𝑚𝑖𝑛
∆𝑡 𝑚𝑚𝑎𝑥 +∆𝑡 𝑚𝑚𝑖𝑛
∆𝑡𝑚 = ……………………………(IX-6)
2
Donc :
95 + 100
∆𝑡𝑚 = = 97.5℃
2
D’où :
32986325 .8
𝑆= =995.06
340×97.5

5. Calcul du nombre d’échangeurs :

𝑆
𝑁 = 𝑆𝑟 ………………………………………..…..(IX-7)
N : nombre d’échangeurs.
Sr : surface d’échange d’un échangeur 145𝑚2 .
995.06
𝑁= = 6.86
145
Le nombre nécessaire d’échangeurs est de 7 (inferieur au nombre réel qui est de 8).
On refait les mêmes calculs des échangeurs thermiques après augmentation de débit de charge de
10%. Les résultats sont résumés dans le tableau suivant :
Charge actuelle Charge avec augmentation de

10%
Débit de la charge (kg/h) 48035 52838.50
Débit du gaz circulant (kg/h) 44323.33 60029.31
Débit de platformat 38250 42075.30

Débit du gaz formé (kg/h) 9784.73 10763.20
𝑄1 (kcal/h) 32986325.8 kcal/h 43719347.34

Température de sortie de la 410 428
charge et H2℃
Surface d’échange thermique 995.06 1436.71
2
𝑚
Nombre d’échangeurs 7 10
Tableau (IX-3) : paramètres de marche des échangeurs (régime 110%)
Conclusion :
On ne peut pas augmenter la capacité de l’unité de 10% avec le nombre actuel d’échangeurs.

Conclusion
Conclusion et perspectives
Au terme de ce travail dont l’objet est l’étude de la possibilité d’augmenter

la capacité de production de l’unité reforming catalytique de la raffinerie
d’Alger de 10%, avec les installations existantes, les calculs effectués à ce sujet,
nous mènent à conclure que les équipements de l’unité étudiée ne supporterons
pas une telle augmentation vu que certains de ces équipements ne peuvent pas
satisfaire les conditions indispensables au bon fonctionnement du
procédé notamment :
 Le ballon D203 qui nécessite un diamètre et une hauteur plus grande.

 Une surface d’échange plus grande au niveau de la batterie d’échangeurs
E208, ce qui nous laisse penser à incorporer deux échangeurs
supplémentaires identiques aux réels.
Pour ce qui concerne les réacteurs et le débutaniseur, ils peuvent assurer

l’augmentation désirée.
Nous avons constaté durant notre stage pratique que la contrainte majeur
est la valeur de l’indice d’octane du platformat qui est inférieure a celle de
design du a l’empoisonnement du catalyseur (catalyseur en fin de cycle)
nécessitant une régénération.
En plus des normes environnementales de plus en plus sévères et les

contraintes économiques, remplacer le reforming catalytique monométallique en
bimétallique opérant dans des conditions plus sévères ; avec une grande stabilité
de fonctionnement et un rendement en essence plus élevée reste la solution la
plus fiable.

Annexes
Annexes
Annexe (1) : Evaluation de l’enthalpie de la charge en fonction de la température
410
400
390
qt30.2atm
380
370
360
350
340
460 470 480 490 500 510 520
t°c
Annexe (2) : Evaluation de l’enthalpie du platformat en fonction de la température

410
400
390
qt30.2atm
380
370
360
350
460 470 480 490 500 510 520
t°c
Annexes
Annexe (3) : Evaluation de l’enthalpie du gaz circulant en fonction de la température
722
712
702
qt30.2atm
692
682
672
662
652
642
458 468 478 488 498 508 518
t°c
Annexe (4) : Evaluation de l’enthalpie du gaz formé en fonction de la température
490
480
470
qt30.2atm
460
450
440
430
460 470 480 490 500 510 520
t°c
Annexes
Annexe(5) : Facteur de compressibilité général
Annexes
Annexe (6) : Diagramme des coefficients d’équilibre des hydrocarbures (JENNY ET SCHEIBEL)
Annexes
Annexe (7) : Courbe de tension de vapeur de quelques hydrocarbures et les

Fractions pétrolières selon leurs températures moyennes d’ébullitions.
Annexes
Annexe (8) : Chaleur spécifique des hydrocarbures et fractions
pétrolières liquides
Annexes
Annexe(9) : 𝑄2𝑡 = 𝑓 𝑡 de la capacité actuelle
39000000
37000000
35000000
chaleur Q (kcal/h)
33000000
31000000
29000000
27000000
25000000
340 360 380 400 420 440 460
temperature (°c)
Annexe (10) : 𝑄2𝑡 = 𝑓(𝑡) après augmentation de 10%.
50000000
48000000
46000000
44000000
chaleur Q (kcal/h)
42000000
40000000
38000000
36000000
34000000
32000000
340 360 380 400 420 440 460
temperature (°c)
Références
bibliographiques
Références bibliographiques
[1] Manuel opératoire de la raffinerie d’Alger
[2] Wauquier J.P. (1998).Procédés de transformation. Tome 3. Edition Technip, Paris
[3] Thery M. (1993) Pétrole et techniques 380, juin, 29-36
[4] Auria J.J. et al. (1994) Pétrole et techniques 388, juin, 46-51
[5] Wuithier P. (1972).Raffinage et génie chimique. Tome 1. Edition Technip. Paris
[6] Twigg M.V., Catalyst Handbook, 2nd edition.23.Wolfe Publishing Ltd
[7] Le page J.F. et al. (1978) catalyse de contact, Edition Technip, Paris
[8] Document du laboratoire de la raffinerie d’Alger
[9] ENSPM Formation Industrie – IFP Training.(2006)
[10] Journal Officiel de la Commission Européenne n° L 350 du 28 décembre 1998.Directive

n° 98/70/CE du 13/10/98 concernant la qualité de l'essence et des carburants diesel et
modifiant la directive 93/12/CEE du Conseil
[11] Centre Interprofessionnel Technique d’Etudes de la Pollution Atmosphérique. Avril

(1999)
[12] Sardanodivich A.G., Lvova A.T. (1973). Exemples et problèmes en raffinage du pétrole
et du gaz
[13] Otmanine G., Mustafaef S. (2000). Calcul du topping. UMBB

Lammi 2016

Transféré par

Droits d'auteur :

Formats disponibles

Lammi 2016

Transféré par

Informations du document

Copyright

Formats disponibles

Partager ce document

Partager ou intégrer le document

Options de partage

Avez-vous trouvé ce document utile ?

Ce contenu est-il inapproprié ?

Droits d'auteur :

Formats disponibles

Lammi 2016

Transféré par

Droits d'auteur :

Formats disponibles

N° d’ordre : …………..

/ Faculté / UMBB / 2016

REPUBLIQUE ALGERIENNE DEMOCRATIQUE ET POPULAIRE

MINISTERE DE L’ENSEIGNEMENT SUPERIEUR ET DE LA RECHERCHE SCIENTIFIQUE

UNIVERSITE M’HAMED BOUGARA BOUMERDES

Faculté des Hydrocarbures et de la Chimie

Mémoire de fin de cycle

En vue de l’obtention du diplôme de

Etude de la possibilité d’augmenter la capacité de l’unité platforming

HADJARAB Djamel MCA UMBB Président

BELAMERIE Alaid MCA UMBB Examinateur

OTMANINE Ghazi MCA UMBB Encadreur

Année universitaire 2015 / 2016

pour nous avoir donné la force d’accomplir ce travail.

Nous remercions vivement notre encadreur Mr Ghazi OTMANINE

pour nous avoir défini et orienté le sujet, pour sa collaboration, son

suivi, sa serviabilité et ses conseils.

Nous remercions également, l’ensemble des membres du jury, de nous

avoir fait l’honneur d’examiner notre travail.

A tous les enseignants de la faculté des hydrocarbures et de la chimie

(UMBB) qui ont contribués à notre formation Scientifique, depuis la

première année préparatoire jusqu’à la cinquième année (master 2) ;

qui, sans leur contribution, le présent travail n’aurait pas pu être

Nous tenons à remercier le personnel de la raffinerie d’Alger de nous

avoir donné une chance d’effectuer un stage et contribuer d’avantage

à sa réussite; à leur tête les ingénieurs et opérateurs de l’unité U200.

Enfin, nous remercions tous ceux qui ont participés à la réussite de ce

projet, et ceux que nous avons involontairement oubliés, trouvent ici

l’expression de notre gratitude.

Mes frères et sœurs.

Mon binôme : Rafik.

Tous ceux qui m’ont aidé de près ou de loin

.‫ انثىشٌه‬-‫ انىقىد‬-– ‫ مفاعم‬-‫ذقىٍح انحفاس‬

Catalytic reforming -platforming - fuel - gasoline – octane number – reactor - stabilization.

Figure (II-1) : Schéma technologique de l’unité de platforming de la raffinerie d’Alger. 6

Figure (II-2) : Schéma du circuit catalytique et effluent de l’unité de Platforming. 7

Figure (II-3) : Débutaniseur C-202 (colonne de stabilisation). 10

Figure (II-4) : Schéma du circuit de génération de vapeur. 12

Figure (IV-1) : Courbe de distillation ASTM de l’essence. 28

Figure (IV-2) : Indice d’octane des différentes familles d’hydrocarbures. 29

Tableau (IV.3) : Spécifications des essences Européennes. 33

Tableau (IV.4) : Spécifications environnementales de l’essence. 34

Tableau (VI.1) : Composition chimique de la charge " PNA" (% vol). 39

Tableau (VI.2) : Teneur en poisons dans la charge. 39

Tableau (VI.3) : Distillation ASTM de la charge. 39

Tableau (VI.4) : Composition chimique du platformat « PONA » (%vol). 40

Tableau (VI.5) : Distillation ASTM du platformat. 40

Tableau (VI.6) : Composition chimique du gaz de recyclage (D203). 40

Tableau (IV.7) : Composition chimique du gaz formé 40

Tableau (IV.8) : Températures dans les réacteurs. 41

Tableau (IV.9) : Pressions dans les réacteurs. 41

Tableau (VI.10) : Bilan de matière de la charge actuelle. 43

Tableau (VI.11) : Composition chimique du gaz riche en hydrogène. 45

Tableau (VI.12) : Bilan matière de l’unité après une augmentation de 10%. 49

Tableau (VI.13) : Résultats de calcul des enthalpies de la charge (30.2 atm). 54

Tableau (VI.14) : Résultats de calcul des enthalpies du platformat stabilisé (30.2atm). 58

Tableau (VI.15) : Résultats de calcul des enthalpies du gaz circulant (30.2atm). 58

Tableau (VI.16) : Résultats de calcul des enthalpies du gaz formé (30.2atm). 58

Tableau (VI.17) : Bilan matière et thermique du 1er réacteur (régime 110%). 59

Tableau (VI.18) : Bilan matière et thermique du 2éme réacteur (régime 110%). 59