Auteur/autrice : Energie-Plus

Vous pouvez accéder à un petit programme sur Excel, conçu pour simuler de façon fort approximative le chauffage d’un bâtiment.

Il s’applique particulièrement aux bâtiments de type bureaux ou écoles, anciens et non climatisés.

Sur base de caractéristiques propres au bâtiment (type de mur, type de châssis, …), il estime la consommation énergétique annuelle (en kWh/an) par grand poste consommateur (murs, toiture, …) et pour l’entièreté du bâtiment.

En y modifiant certaines données du bâtiment, il est possible d’estimer l’impact d’une amélioration.

Par exemple : que peut-on gagner en remplaçant les vitrages ? Il suffit de modifier le coefficient « U » (encore appelé « k ») de la paroi pour en apprécier l’impact sur la consommation finale.

Bien sûr, c’est une approche approximative ! Par exemple, ce remplacement du vitrage va diminuer quelque peu les pertes par infiltration d’air (coefficient ß) et diminuer également le rendement de la chaudière (qui sera plus surdimensionnée qu’avant). Mais dans la pratique, on a besoin d’ordres de grandeur pour agir, pas du dernier pour cent !

Si vous souhaitez voir un exemple de résultat que l’on peut atteindre par ce petit logiciel, cliquez ici !

Si vous souhaitez calculer le coefficient U d’une paroi particulière, cliquez ici !

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Améliorer une climatisation « tout air » à débit variable (VAV)

Recyclage de l’air extrait

Privilégier le recyclage partiel de l’air extrait des locaux

En hiver, on souhaite profiter de l’air extérieur pour alimenter le réseau d’air froid mais 65 % du temps, l’air extérieur est inférieur à 14°C et doit donc être réchauffé avant d’être pulsé dans les locaux. Il serait dommage, alors que l’on veut économiser le groupe frigorifique, de tout reperdre en chauffage…

Pour autant qu’il n’y ait pas de problème d’hygiène et que l’installation puisse être équipée de filtre adéquat, un recyclage partiel de l’air extrait est ici tout indiqué. Ainsi, l’air extrait des locaux (à 24°) sera mélangé à l’air neuf extérieur pour obtenir la température juste souhaitée, sans surcoût énergétique. Par exemple :

50 % d’air extrait à 24°C + 50 % d’air neuf à 8°C = 100 % d’air à 16°C.

Si le recyclage n’est pas souhaité pour des raisons hygiéniques, il est possible de placer un récupérateur de chaleur sur l’air extrait qui transférera la chaleur sans autoriser de contact entre l’air vicié et l’air neuf.

Pour en savoir plus sur le choix d’un récupérateur de chaleur.

Fonctionnement en free cooling

Vérifier la régulation de l’installation et sa valorisation effective de l’air neuf

Une installation VAV est particulièrement bien adaptée pour une utilisation optimale des énergies gratuites par free-cooling

En hiver et en mi-saison, de l’air frais extérieur peut alimenter les zones à rafraîchir sans nécessiter l’enclenchement des groupes frigorifiques.

En été, une ventilation nocturne peut décharger le bâtiment de la chaleur accumulée en journée.

C’est donc le régulateur de température qui va organiser l’ouverture du registre d’air neuf, en comparant la température de l’air repris et de l’air neuf. On réalise parfois la comparaison des enthalpies (= des énergies), ce qui est plus précis puisque ce sont les niveaux d’énergie contenue dans l’air qui sont comparés : température + humidité de l’air.

Il sera très utile de vérifier que c’est bien ainsi que fonctionne l’installation existante : la mise au point fine et la qualité de la maintenance dans ce type d’installation sont déterminantes sur sa consommation finale.

Voici comment devrait se comporter la régulation :

Lorsque la température intérieure ambiante est inférieure à la température de consigne, le taux d’air neuf doit être maintenu au minimum hygiénique qui peut être variable en fonction du taux d’occupation.

Lorsque la température intérieure ambiante est supérieure à la température intérieure de consigne et que la température extérieure est inférieure à la température intérieure ambiante, l’augmentation du débit d’air neuf doit être prioritaire au fonctionnement de la batterie froide.

Lorsque la température intérieure ambiante est supérieure à la température intérieure de consigne et que la température extérieure est supérieure à la température intérieure ambiante, le taux d’air neuf est ramené au minimum hygiénique.

Débit d’air dans les locaux

Vérifier les débits minimum préréglés

Il faut être attentif au débit de limite basse admissible par l’appareil. On sait que le débit minimum est ajusté :

soit au débit d’air hygiénique,
soit à un débit plus élevé, pour les besoins d’une bonne distribution de l’air dans le local,
soit à un débit plus élevé pour les besoins de chauffage du local (si régulation « à une sortie »).

C’est ce dernier critère qui peut être générateur de consommations importantes. Si le chauffage est apporté par une batterie terminale, une régulation simple « à une sortie » consiste à moduler le débit en fonction d’une seule courbe de température :

En plein été, le débit est maximal.

En mi-saison, la température intérieure diminue et le débit d’air diminue également, jusqu’à atteindre le débit minimal (au moins le débit hygiénique).

En hiver, ce même débit minimum reste pulsé mais c’est la température de l’air qui augmente pour couvrir les besoins de chauffage. On agit alors sur l’ouverture de la vanne de la batterie terminale.

Ce débit minimum doit être le plus faible possible pour limiter la consommation de l’installation. Si les besoins en chauffage des locaux ont été surdimensionnés, par exemple parce qu’on a pas tenu compte des apports internes qui participent au chauffage des locaux, le débit minimum sera trop élevé toute l’année. Par un nouveau réglage, le débit minimum peut être adapté. Lors de la relance du matin de l’installation, l’arrivée d’air neuf sera stoppée et le bâtiment montera en température par recyclage de l’air intérieur.

La régulation du taux d’air neuf

Quelles que soient les conditions de fonctionnement du réseau face aux exigences thermiques, les besoins en air hygiénique doivent être rencontrés. Dans les installations avec « air recyclé », le registre d’air neuf devra en permanence être adapté : si le débit d’air à pulser dans les locaux est faible, la part de l’air neuf sera importante (jusqu’à 100 %). Au contraire, un grand débit pulsé entraîne une faible proportion d’air neuf.

Ce qui corse la régulation, c’est que les ventilateurs travaillent toujours dans des conditions différentes : ainsi, le débit de 100 % d’air neuf est souvent demandé lorsque les ventilateurs tournent à très basse vitesse…

La position des registres n’est pas significative du débit réel. Aussi, une sonde de vitesse d’air sera placée dans le conduit d’air neuf et agira sur les registres d’air neuf et de reprise pour maintenir le minimum hygiénique par mesure directe. De plus, si du free cooling est organisé pour refroidir les locaux, il sera prioritaire et l’apport d’air extérieur sera maximal.

Une régulation basée sur une sonde de qualité d’air ou une sonde CO₂, disposée dans la gaine d’air repris, permet également de faciliter la gestion du débit d’air neuf en fonction de la présence effective des occupants.

Ne pas casser du froid par du chaud

Si la zone centrale demande du froid alors que la zone périphérique souhaite de la chaleur, on utilisera de l’air extérieur « gratuit » en centrale, préparé pour les besoins de la zone intérieure (à 16°C par exemple), et cet air sera ensuite postchauffé dans les zones périphériques.

En aucun cas, il ne faudrait créer du froid par une machine frigorifique et simultanément alimenter les batteries de chauffe par le réseau de chauffage. C’est d’ailleurs une solution interdite par la réglementation thermique française. A la limite on pourrait imaginer de récupérer la chaleur du condenseur de la machine frigorifique. Mais un tel système serait inadapté ici.

C’est ici que l’existence effective d’une « zone neutre » prend tout son sens.

Pertes de charge

Diminuer les pertes de charge du réseau

Si autrefois les bouches à débit variable exigeaient une pression minimale pour un bon fonctionnement, ce critère n’est plus d’application aujourd’hui. En remplaçant les bouches, on peut donc abaisser les pressions de fonctionnement, limiter le bruit et la consommation.

Régulation par point de rosée

Pour aller plus loin, et tout particulièrement en cas de rénovation importante de l’installation, on consultera les critères de conception de qualité repris ci-dessous :

Choix d’une installation « tout air » à débit variable.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Hygromètres et psychromètres

Hygromètre à cheveu

La longueur d’un cheveu varie sous l’effet de la vapeur d’eau.

L’appareil enregistre la variation de longueur d’un faisceau de cheveux suite à la variation de l’humidité.

La précision est de l’ordre de 5 %, si l’appareil est régulièrement étalonné. Autrement, la lecture n’est pas fiable;

Le temps de réponse est de l’ordre de 20 minutes.

Le cheveu peut être remplacé par un fil de soie ou de coton, voire par une fibre synthétique.

La plage normale de mesure s’étale entre 30 et 90 % et entre – 10°C et + 50° de température sèche.

Il existe également des appareils électroniques qui convertissent la variation de longueur en signal de tension (mesure de résistance électrique ou magnéto-inductive).

Hygromètre à cellule hygroscopique

Le plus connu est l’hygromètre à cellule hygroscopique au chlorure de lithium. Le chlorure de lithium est une solution saline (LiCl). Ses propriétés hygroscopiques lui font absorber constamment de la vapeur d’eau contenue dans l’air.

L’appareil comprend deux électrodes entourant une couche de fibre de verre imbibée de Licl Le tout est monté sur un capteur de température.

Lorsque les électrodes sont sous tension, le courant circulant au travers du tissu imbibé de Licl produit de la chaleur qui évapore une partie de l’eau. Par évaporation, la résistance électrique du tissu augmente (la conductivité du tissu diminue), la puissance calorifique diminue, donc aussi la température sur la sonde intérieure. Une température d’équilibre s’établit finalement sur la sonde.

Cette température est utilisée pour mesurer la pression partielle de vapeur d’eau de l’air et de là le niveau d’humidité absolue de l’air.

Cette technique réclame un entretien important, la solution de chlorure de lithium devant être régénérée régulièrement.

Hygromètre à variation de capacité

Les hygromètres électroniques à cellule capacitive sont basés sur la modification de la valeur d’un condensateur en fonction de l’humidité. Plus précisément, c’est le diélectrique du condensateur qui est sensible à l’humidité relative de l’air ambiant.

La variation de la capacité (et donc de son impédance) entraîne une variation d’un signal de tension.

L’appareil est fiable et ne demande un étalonnage que tous les 2 ans. La précision est de 3 %. Le temps de réponse est court (de l’ordre de la dizaine de secondes). Et la plage de mesure est large. Que demander de plus ? !

Si, ils ont un petit défaut : être sensible aux polluants chimiques ! On sera dès lors attentif à ne pas les nettoyer avec des solvants organiques (chlore,…).

Leur durée de vie est estimée à une dizaine d’années.

Psychromètre

Le fonctionnement du psychromètre mécanique est basé sur la lecture de deux températures : la température sèche ordinaire et la température dite « bulbe humide « .

Pour connaître cette dernière, on enrobe la base du thermomètre d’ouate humide. On force l’air à passer au travers de cette ouate (par un ventilateur ou par déplacement rapide dans l’air au moyen d’une fronde). L’air qui passe au travers de l’ouate s’humidifie L’évaporation de l’eau refroidit l’air. Plus il se refroidit, plus il était sec au départ !

En comparant les deux mesures, on peut déduire le taux d’humidité de l’ambiance. Par exemple, supposons que le thermomètre sec mesure une température ambiante de 20°C, tandis que la température lue au bulbe humide soit de 16°C. En prenant l’intersection entre l’isenthalpe passant par le point 16°C – 100 % HR, et la droite des points à 20°C, on trouve une humidité relative de 67 %.

Autrement dit, l’air ambiant à 20° et 67 % HR, lorsqu’il est humidifié se refroidit jusque 16° 100 % HR, ce que lit le thermomètre « bulbe humide ».

La précision sur cette mesure est de 0,3°C sur la température bulbe humide et de 2 % sur l’humidité relative qui s’en déduit.

Un entretien périodique est nécessaire, mais la fiabilité est bonne.

La plage normale de mesure s’étale entre – 10°C et + 60° de température sèche.

Dans le psychromètre électronique, la mesure des températures est réalisée sur base des valeurs données par des thermistances à Coefficient de Température Négatif (CTN).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Réglementation des fluides frigorigènes

Contexte

PRG* : Pouvoir de Réchauffement Global.

Depuis 1985, on a pris conscience du rôle de destruction de l’ozone stratosphérique par les molécules chlorées. (Le potentiel de destruction de l’ozone stratosphérique est mesuré par sa valeur ODP, conventionnellement rapportée au R-11). Les fluides frigorigènes qui couvraient alors 90 % du marché étaient le R-11, le R12, le R-22 et le R-502. Les 10 % restants correspondaient à l’utilisation de l’ammoniac, principalement dans les industries agroalimentaires (source : ADEME France). Suite au Protocole de Montréal (1987), trois d’entre eux sont interdits depuis 1995 : le R-11, le R12 et le R-502. Ce sont les CFC.

Ensuite, c’est l’utilisation des HCFC qui a été réglementée et progressivement interdite. Le R-22, particulièrement utilisé en climatisation, a ainsi été toléré recyclé jusque fin 2014.

Depuis 1990 est apparue une nouvelle famille : les HFC, fluides purement fluorés, dont le R-134a est le plus connu, ont alors peu à peu supplanté les HCFC et CFC. Mais, au sommet de Kyoto, c’est la contribution à l’effet de serre des fluides qui est cette fois mise en cause. Si le Protocole de Kyoto n’impose pas l’arrêt de ces HFC, toute substance chimique présentant un GWP élevé (Global Warming Potential ou potentiel de réchauffement global) est considérée comme nocive pour l’environnement. Les réglementations qui ont suivi, se sont alors attaquées à limiter l’utilisation des fluides frigorigènes à GWP élevé.

La commission européenne a ainsi établi une série de règlements fixant les exigences minimales à respecter par les états membres. En voici les grandes lignes :

Règlement européen CE 2037/2000

Règlement européen CE 2037/2000 (mis à jour par le règlement CE 1005/2009) (HCFC)

Le Règlement 2037/2000 du Parlement européen et du Conseil du 29 juin 2000 relatif à des substances qui appauvrissent la couche d’ozone a pour objectif de réduire les émissions de ces composés.

Les articles 16 et 17 imposent aux États membres de prendre certaines mesures d’exécution :

la récupération des CFC, leur traitement et leur élimination ;
la mise en place de composés de substitution tels que les HCFC, HFC, .. en rénovation comme en conception de nouvelles installations;
la mise en place de la formation du personnel technique amené à intervenir sur les installations de froid ;
la réduction des fuites des substances réglementées dans les installations comprenant plus de 3 kg de gaz réfrigérant.

En voici quelques extraits :

Article 16 : Récupération de substances réglementées

1. Les substances réglementées sont récupérées afin d’être détruites au moyen de techniques approuvées par les parties ou de toute autre technique de destruction écologiquement acceptable, ou d’être recyclées ou régénérées au cours des opérations de maintenance et d’entretien des équipements ou avant le démontage ou l’élimination de ces équipements. Ces substances sont contenues dans :

les équipements de réfrigération, de climatisation et de pompes chaleur, à l’exception des réfrigérateurs et des congélateurs ménagers ;
les équipements contenant des solvants ;
les systèmes de protection contre le feu et les extincteurs.

2. (…)

3. (…)

4. (…)

5. Les États membres prennent les mesures visant à promouvoir la récupération, le recyclage, la régénération et la destruction des substances réglementées et confient aux utilisateurs, aux techniciens de la réfrigération ou à d’autres organismes compétents le soin de veiller au respect des dispositions du paragraphe 1. Ils définissent les exigences de qualification minimales requises du personnel concerné par ces obligations. Au plus tard le 31 décembre 2001, les États membres font rapport à la Commission sur les programmes concernant le niveau de qualification précité. La Commission évalue les mesures prises par les états membres. À la lumière de cette évaluation et des informations techniques et autres informations pertinentes, la Commission propose, le cas échéant, des mesures concernant le niveau de qualification minimale requis.

(…)

Article 17 : Fuites de substances réglementées

1. Toutes les mesures préventives réalisables sont prises afin d’éliminer et réduire au minimum les fuites de substances réglementées. En particulier, les équipements fixes ayant une charge de fluide réfrigérant supérieure à 3 kilogrammes sont contrôlés chaque année pour établir la présence ou non de fuites. Les États membres définissent le niveau de qualification minimale requis du personnel concerné au plus tard le 31 décembre 2001. Les États membres font rapport à la Commission sur les programmes concernant le niveau de qualification requis précité.

Remarque :

Même si les dispositions réglementaires relatives à la reconnaissance des techniciens et des entreprises en technique frigorifique ne font pas l’objet d’une concertation/harmonisation officielle entre les trois Régions, les administrations ont travaillé de façon concertée afin de définir des exigences de qualification suffisamment harmonisées qui permettront au technicien réussissant l’examen de compétence environnementale dans une Région de pouvoir aisément obtenir une reconnaissance équivalente dans les autres Régions (moyennant la réussite d’un examen restreint portant sur les spécificités réglementaires régionales).

Pour les CFC

La mise sur le marché des CFC est interdite depuis le 1^er octobre 2000. Quant à la recharge d’installation existante dans le cadre d’une maintenance (manque de fluide frigorigène dans le circuit frigorifique), elle est interdite depuis le 31/12/00 (ce qui ne signifie pas que le démantèlement des installations soit obligatoire).

Pour les HCFC

La conception d’installations neuves de réfrigération et de conditionnement d’air utilisant des HCFC est interdite depuis le 1^er octobre 2000.
L’utilisation des HCFC pour recharger les circuits frigorifiques lors d’une maintenance sera interdite à partir du 1er janvier 2010.
L’utilisation des HCFC sera purement et simplement interdite à partir du 1er janvier 2015. (cela signifie que seuls les HCFC recyclés seront autorisés entre 2010 et 2015).
La récupération est obligatoire dans tous les systèmes de réfrigération et climatisation depuis le 1^er octobre 2000.
Le contrôle annuel des fuites dans les appareils fixes avec une charge de fluide frigorigène de plus de 3 kg est rendu obligatoire.

Règlement européen CE 842/2006

Règlement européen CE 842/2006 (HFC) (remplacé par le Règlement européen CE 517/2014)

Le Parlement européen et le Conseil ont adopté, en date du 17 mai 2006, le Règlement (CE) nº 842/2006 relatif à certains gaz à effet de serre fluorés, qui vise certains agents réfrigérants non repris dans le Règlement 2037/2000 précité (à savoir les HFC et les PFC et de choisir des fluides à faible :

ODP (Ozone Depletion Potential ou impact sur la couche d’ozone). L’ODP = 1 pour les fluides frigorigènes de référence, à savoir les R11 et R12.
GWP (Global Warning Potentiel ou impact sur le réchauffement dû à l’effet de serre). Il est bien évident que le GWP = 1 de référence est celui du CO₂ (le CO2 est le principal responsable de l’effet de serre).

Extrais

Article 3 : confinement

2. Les exploitants des applications visées au paragraphe 1 prennent les mesures nécessaires pour que celles-ci fassent l’objet de contrôles d’étanchéité par du personnel certifié (…).

3. Les exploitants des applications visées au paragraphe 1, contenant 300 kg ou plus de gaz à effet de serre fluorés, sont tenus d’installer des systèmes de détection des fuites. Ces systèmes sont contrôlés au moins une fois tous les douze mois pour s’assurer qu’ils fonctionnent correctement. Dans le cas où de tels systèmes de protection contre l’incendie sont installés avant le 4 juillet 2007, il y a lieu d’installer des systèmes de détection des fuites au plus tard le 4 juillet 2010.

4. (…)

5. (…)

6. Les exploitants des applications visées au paragraphe 1, contenant 3 kg ou plus de gaz à effet de serre fluorés, doivent tenir des registres où sont consignés la quantité et le type de gaz à effet de serre fluoré installé, les quantités éventuellement ajoutées et la quantité récupérée lors de la maintenance, de l’entretien et
de l’élimination finale. Ils tiennent également des registres où sont consignées d’autres informations pertinentes, notamment l’identification de l’entreprise ou du technicien qui a effectué l’entretien ou la maintenance, ainsi que les dates et les résultats des contrôles réalisés en application des paragraphes 2, 3 et 4 et des informations pertinentes déterminant spécifiquement les divers équipements fixes des applications visées au paragraphe 2,
points b) et c). Ces registres sont mis à la disposition de l’autorité compétente et de la Commission sur demande.

7. Au plus tard le 4 juillet 2007, la Commission définit, conformément à la procédure visée à l’article 12, paragraphe 2, les exigences types applicables au contrôle d’étanchéité pour chacune des applications visées au paragraphe 1 du présent article. Il définit un ensemble de dispositions visant le confinement des gaz à effet de serre fluorés, notamment ceux présents dans les équipements frigorifiques.

Article 5 : formation et certification

Il définit certaines exigences de formation et certification à l’intention des entreprises et du personnel concerné par ces activités.

Règlement européen CE 1516/2007

Ce règlement définit, conformément au règlement (CE) no 842/2006 du Parlement européen et du Conseil, les exigences types applicables au contrôle d’étanchéité pour les équipements fixes de réfrigération, de climatisation et de pompes à chaleur contenant certains gaz à effet de serre fluorés.

Règlement européen CE 303/2008

Règlement européen CE 303/2008 (qualification et certification du personnel et manipulation HFC)

Ce règlement d’application depuis le 23 avril 2008 établit, conformément au règlement CE 842/2006 du Parlement européen et du Conseil, des prescriptions minimales ainsi que les conditions pour une reconnaissance mutuelle de la certification des entreprises et du personnel en ce qui concerne les équipements fixes de réfrigération, de climatisation et de pompes à chaleur contenant certains gaz à effet de serre fluorés (HFC). Ce règlement établit aussi les prescriptions minimales pour la certification suivant CE 842/2006, ainsi que des conditions pour une reconnaissance mutuelle des certificats délivrés conformément à ces prescriptions.

Le règlement définit 4 catégories (CI, CII, CIII, CIV) de certification pour le personnel. Ces reconnaissances sont obligatoires pour pouvoir effectuer certaines tâches :

	> 3 kg; > 6 kg hermétique	< 3 kg; < 6 kg hermétique
Contrôle d’étanchéité avec intervention	CI	CI – CII
Contrôle d’étanchéité sans intervention	CI- CII – CIV	CI – CII – CIV
Installation	CI	CI – CII
Entretien ou réparation	CI	CI – CII
Récupération	CI	CI – CII – CIII

Règlement européen CE 1005/2009

Règlement européen CE 1005/2009: remplace le règlement CE 2037/2000

Ce règlement énonce les règles relatives à la production, à l’importation, à l’exportation, à la mise sur le marché à l’utilisation, à la récupération, au recyclage, à la régénération et à la destruction des substances qui appauvrissent la couche d’ozone ainsi qu’aux informations à communiquer sur ces substances, et à l’importation, à l’exportation, à la mise sur le marché et à l’utilisation de produits et équipements qui contiennent ces substances ou qui en sont tributaires.

Plus concrètement, ce règlement définit sous quelles conditions l’utilisation d’HCFC recyclés est autorisée pour la maintenance ou l’entretien des équipements de réfrigération, de climatisation et de PAC existants jusqu’au 31 décembre 2014 (HCFC préalablement récupérés dans ces équipements ; uniquement par l’entreprise qui a effectué, ou a fait effectuer la maintenance ou l’entretien ;le récipient doit être muni d’une étiquette précisant: la régénération, les informations sur le numéro du lot, nom et adresse de l’installation de régénération ; + étiquette sur l’installation (type et quantité) + carnet d’entretien + contrôle de fuite (source : UBF ACA)).

Règlement européen CE 517/2014

Règlement européen CE 517/2014 (remplace le Règlement européen CE 842/2006 )

Le nouveau règlement sur les gaz fluorés (F-gaz) EU 517/2014 du 16 avril 2014 est d’application le 1 janvier 2015 dans tout état membre. Il a pour objectif de diminuer progressivement l’usage et la disponibilité des HFC (l’objectif visé est une réduction de 79 % d’ici 2030). Le règlement EU 842/2006 sera abrogé à partir de cette date. La prévention d’émission, la certification et le contrôle après réparation (endéans le mois) restent. Les personnes responsables sont mieux décrites. En voici, les principaux points (Source UBF ACA : Info en bref 52 du 22 mai 2014 – Le nouveau règlement sur les F-gaz en bref) :

Article 4 – Contrôle d’étanchéité

C’est à l’exploitant de veiller à ce que tous les équipements contenant une quantité de réfrigérant ≥ 5 tonnes équivalent CO₂ seront vérifiés par une personne certifiée. Il existe cependant des dérogations pour les équipements < 3 kg, ou hermétique < 6kg (jusqu’au 31 décembre 2016) et pour les équipements hermétiques < 10 tonnes équivalent CO2 (à étiqueter en conséquence).

Fréquence des contrôles d’étanchéité

≥ 5 tonnes équivalent CO2 et < 50 tonnes équivalent CO2 : contrôles d’étanchéité tous les 12 mois ou 24 mois avec système de détection des fuites.
≥ 50 tonnes équivalent CO2 et < 500 tonnes équivalent CO2 : contrôles d’étanchéité tous les 6 mois ou 12 mois avec système de détection des fuites.
≥ 500 tonnes équivalent CO2 : contrôles d’étanchéité tous les 3 mois ou 6 mois avec système de détection des fuites.

Fréquence contrôle test d’étanchéité (mois)
Mois (Remarque : si muni d’une détection de fuite, la durée est doublée)		12	6	3
Tonne CO2 équivalent >		5	50	500
Réfrigérant	GWP	Quantité de réfrigérant en kg
R 134a	1430	3,50	34,97	349,65
R 404a	3922	1,27	12,75	127,49
R 407a	2107	2,37	23,73	237,30
R 407c	1774	2,82	28,18	281,85
R 407f	1825	2,74	27,40	273,97
R 422a	4143	1,21	12,07	120,69
R 422d	2729	1,83	18,32	183,22
R 507	3985	1,25	12,55	125,47

Article 5 – Système de détection des fuites

Pour les équipements fixes de réfrigération, de climatisation, de pompes à chaleur, de protection contre l’incendie de plus de 500 tonnes équivalent CO2 : système de détection des fuites obligatoire avec alarme en cas de fuite contrôlé tous les 12 mois (à partir de 2017 pour les appareils de commutation électrique et cycles organiques de Rankine et contrôlé tous les 6 ans pour les appareils de commutation).

Article 6 – Tenue de registres

Registre obligatoire pour les équipements de plus de 5 tonnes équivalent CO2. Les exploitants doivent de plus conserver les registres pendant au moins 5 ans (pour les camions réfrigérés et remorques frigorifiques l’installateur gardera un copie).
Les fournisseurs des HFC doivent enregistrer les informations pertinentes sur les acheteurs de gaz et les mettre à disposition de l’autorité compétente: numéro des certificats des acheteurs et quantités de HFC achetées. Ces registres doivent être conservés pendant au moins 5 ans.

Article 8 – Récupération

Obligatoirement effectuée par une personne certifiée, qui effectuera également l’élimination (recyclage, régénération ou destruction).

Article 10 – Formation et certification

Les prescriptions minimales du règlement EU 303/2008 restent d’application et les certificats et attestations conformément au règlements existants EU 303/2008 et EU 842/2006 demeurent valides.

Article 11 – Restriction de la mise sur le marché

1/01/2015 : réfrigérateurs et congélateurs domestiques contenant un HFC avec un GWP ≥ 15.
1/01/2020 : réfrigérateur et congélateurs hermétiques à usage commercial contenant un HFC avec un GWP ≥ 2 500 ; équipements de réfrigération fixes contenant un HFC avec un GWP ≥ 2 500 (à l’exception des applications à basse température inférieure à – 50 °C) ; équipements de climatisation mobiles autonomes contenant un HFC avec un GWP ≥ 15.
1/01/2022 : réfrigérateur et congélateurs hermétiques à usage commercial contenant un HFC avec un GWP ≥ 150 ; systèmes de réfrigération centralisés multipostes à usage commercial d’une capacité nominale ≥ 40 kW et un GWP ≥ 150 (à l’exception des systèmes en cascade GWP ≥ 1 500.
1/01/2025 : système de climatisation bi-blocs contenant < 3 kg de HFC avec un GWP ≥ 75.Les HFC pour les activités d’installation, d’entretien, de maintenance ou de réparation de ces équipements sont exclusivement vendus et achetés par des entreprises certifiées (pas d’application pour les transporteurs).Les équipements non hermétiques ne sont vendus à l’utilisateur final que lorsqu’il est établi que l’installation sera effectuée par une entreprise certifiée.

Article 12 – Etiquetage et informations sur les produits et les équipements

À partir du 1 janvier 2017 le Kyoto label sera complété avec la quantité en poids ET en équivalent CO2 de l’équipement, ou la quantité pour laquelle l’équipement est conçu ET le GWP du gaz. Il faut de plus certaines mentions dans les manuels d’utilisation des équipements et pour GWP ≥ 150 dans les documents commerciaux.

Article 13 – Restriction d’utilisation

Interdiction d’utilisation de HFC avec un GWP ≥ 2 500 pour l’entretien ou la maintenance.
1/01/2020 : pour des équipements de réfrigération ayant une charge ≥ 40 tonnes équivalent CO2 (à l’exception des équipements militaires ou des applications pour refroidir des produits sous – 50 °C).Sursis sur l’interdiction jusqu’au 1/01/2030 pour les HFC régénérés avec une GWP ≥ 2 500 (à condition d’être étiqueté) et les HFC recyclés avec une GWP ≥ 2 500 récupérés à partir de ce type d’équipement et dans le cadre de la maintenance ou de l’entretien.

Article 14 – Pré charge des équipements avec des HFC
Les équipements préchargés doivent être enregistrés et pourvus d’une déclaration de conformité, par laquelle le fabricant ou l’importateur en assume la responsabilité. La quantité pré chargée est soumise à un système de quotas.

Pour d’infos sur le site de l’Union Belge des Frigoristes/Air Conditionning Association : www.ubf-aca.be

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’utilisation des équipements collectifs (imprimantes, fax, photocopieurs)

En principe, les équipements communs à plusieurs personnes tels que imprimantes ou photocopieurs doivent rester en permanence opérationnels, chacun étant susceptible de les utiliser à n’importe quel moment.

A fortiori, c’est également le cas des fax qui doivent rester en attente des messages.

Cependant une simple observation permet de constater rapidement que ces machines ne sont pas utilisées pendant une partie importante du temps, qui varie en fonction du nombre de personnes auxquelles est dédicacé un appareil.

La mise en réseau des ordinateurs accentue encore ce phénomène :

Toute personne peut être susceptible d’utiliser l’imprimante à n’importe quel moment. L’extinction de l’imprimante au moment de l’impression risque de provoquer une perte d’informations.

Au démarrage de l’ordinateur, les imprimantes doivent être sous tension, faute de quoi, certains problèmes (non reconnaissance de l’imprimante par l’ordinateur) peuvent apparaître au moment d’une impression.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Label « energy star »

Label "energy star"

Le label « Energy Star », qu’est-ce ?

Le label « Energy Star » est à l’origine (1992) un label américain (US-EPA). Il fait l’objet de négociations entre les USA et la Communauté Européenne pour le faire reconnaître en Europe par les principaux fabricants et distributeurs de matériel.

Il s’applique aux PC’s, imprimantes, photocopieurs, fax, scanner, modem, …, qui possèdent une fonction de mise en veille ou en attente (standby) caractérisée par une puissance de fonctionnement réduite.

Ces appareils ont les mêmes performances que les équipements standards (y compris la compatibilité de mise en réseau) mais en plus, ils peuvent automatiquement passer en mode veille lorsqu’ils ne sont pas effectivement utilisés.

Tout appareil acheté à partir de 1995 est potentiellement susceptible de posséder un label « Energy Star. La documentation doit en donner les consignes d’activation (pas toujours simplement, il est vrai). Dans le cas contraire, il est vivement recommandé de contacter le vendeur et lui demander une démonstration.

Les principales caractéristiques du matériel « Energy Star » :

Type d’équipement		Puissance en mode veille (et en mode arrêt)	Temps d’inactivité prédéfinie avant mise en veille	Autre
		on
		veille
		arrêt
Ordinateur et écran séparé	–	30 min.
	< 15 à 45 W pour chacun d’eux. (en fonction de la puissance de l’équipement)
	–
Portable	–	30 min
	< 35 W
	–
Écran	< 23 W (si X<1 Mega pixel) < 28X W (si X>1 Mega pixel)
	< 2 W
	< 1 W
Imprimantes	–	< 15 à 90 min. (en fonction du nombre de pages/minute, du type d’impression et de la présence ou pas de la couleur).	Le temps d’inactivité est programmé à la fabrication.
	< 10 à 45 W (en fonction du nombre de pages/minute, du type d’impression et de la présence ou pas de la couleur).
	–
Fax	–	< 5 min.	Le temps d’inactivité est programmé à la fabrication.
	< 10 à 15 W (en fonction du nombre de pages/minute, du type d’impression et de la présence ou pas de la couleur).
	–
Photocopieurs	–	< 30 à 90 min.	Le mode par défaut du photocopieur est le recto-verso.
	< 5 à 15 W (en fonction du nombre de copies/minute (mode off)).
	–
Scanner	< 12 W	< 15 min.

Les autres avantages du matériel « Energy Star » :

Ils ont un prix comparable aux équipements traditionnels.
Les écrans d’ordinateur en mode veille produisent moins d’ondes électromagnétiques.
Les équipements en mode veille produisent nettement moins de chaleur, ce qui diminue la surchauffe ou les coûts de climatisation et augmente leur durée de vie et leur fiabilité.
Les appareils produisent moins de bruit (arrêt ou ralentissement des ventilateurs).

Remarque : la mise en veille ne dispense pas d’éteindre les appareils en dehors des heures de travail.

Dans la pratique, les équipements de bureau portant le label « Energy Star » consomment-ils réellement moins que le matériel standard ?

> Pour les imprimantes , les fax et les photocopieurs , la réponse est sans conteste positive.

En effet, les fonctions de mise en veille sont pré-programmées d’origine dans les appareils et l’utilisateur ne peut les modifier.

> Pour les ordinateurs personnels , les scanners , la réponse est beaucoup plus réservée.

Cela tient au comportement de l’utilisateur. Les fonctions économisatrices d’énergie des ordinateurs doivent être configurées par l’utilisateur. Dans la pratique, des études très récentes ont montré que cette configuration était effective pour seulement 15 % des machines possédant un label « Energy Star ». On peut tenter d’expliquer ce phénomène :

L’utilisateur n’a pas connaissance de leur existence.
Le sentiment inconscient de ne pas travailler ou de se faire surprendre si l’ordinateur est en mode veille.
Pour un utilisateur courant, l’agacement des coupures fréquentes.
le réflexe conditionné de relancer la machine lorsqu’elle s’arrête, même si on ne l’utilise pas.

Deux solutions devraient à terme résoudre ce problème :

La sensibilisation des utilisateurs aux problématiques énergétiques.
La pré-configuration des machines à la fabrication. Celle-ci ne pourrait alors plus être désactivée.

Que peut-on gagner en choisissant un matériel Energy Star ?

La puissance appelée par un équipement de bureautique pris individuellement est relativement faible. Essayons de voir, par un exemple, combien coûte l’ensemble de la consommation de ces équipements dans un immeuble de bureaux types et ce que peut rapporter le choix d’un matériel certifié « Energy Star ».

Exemple.

Nombre de jours de travail par an			250 jours
Nombre d’heures de travail par jour			9h
Coût du kWh électrique			0,11 €
Équipements	Nbre	Heures d’activité par jour	Heures en attente par jour	% de machines allumées par jour	% de machines allumées 24h/24, 365 jours/an
Ordinateurs	100	3,5	5,5	76	20
Fax	20	0,5	8,5	100	100
Imprimantes	20	3,5	5,5	100	80
Photocopieurs 20 cpm	20	7	2	100	70
Photocopieurs 40 cpm	2	7	2	100	50
Équipements	Puis. en fonctionnement (W)	Puis. en attente sans Energy Star (W)	Puis. en attente avec Energy Star (W)	Consom. sans Energy Star (kWh/an)	Consom. avec Energy Star (kWh/an)
Ordinateurs	140	140	60	42 168	23 392
Fax	20	6	6	1 086	1 086
Imprimantes	220	75	15	13 655	5 755
Photocopieurs 20 cpm	1 000	170	40	52 194	39 046
Photocopieurs 40 cpm	1 600	480	40	9 205	5 900
Bilan annuel		Sans Energy Star		Avec Energy Star
Consommation totale (kWh/an)		118 307		75 179 (- 36 %)
Coût total (€/an)		15 169		9790
Gain (€/an)		–		5379

Le gain réalisé est à majorer si la majorité des copies sont réalisées en recto-verso.

On peut également y associer la diminution des rejets atmosphériques produits par les centrales électriques, diminution de :

SO₂: 48 kg/an.
NO_x: 35 kg/an.
Suies : 4 kg/an.
CO₂: 16 tonnes/an.

Pour en savoir plus sur le label « Energy Star » :

sur le site de l’EPA – United States Environmental Protection Agency, les pages traitant du label « Energy Star » :

http://www.energystar.gov/

ou encore sur le site « Energy Star » en Europe :

http://www.eu-energystar.org/fr/index.html

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Economiseurs d’écran – économiseur d’énergie

Une confusion communément rencontrée consiste à assimiler « économiseur d’écran » et « économiseur d’énergie ».

Dans le premier cas : « l’économiseur d’écran« , il s’agit d’éviter l’affichage prolongé d’une même image afin de protéger le revêtement chimique interne au tube cathodique, assurant la brillance de celui-ci, lorsque ni la souris, ni le clavier ne sont sollicités pendant un délai ajustable.

Si on augmente ainsi la durée de vie de l’écran, l’économiseur d’écran n’engendre pratiquement pas d’économie d’énergie (diminution de puissance de 10 à 20 W par le passage souvent choisi d’un écran clair à un écran foncé).

Remarque : ces dernières années, vu les progrès considérables du matériel électronique en terme de fiabilité, l’économiseur d’écran a perdu un peu de son sens.

Dans le second cas, « économiseur d’énergie » il s’agit, à partir d’une scrutation identique de l’activité souris ou clavier, de diminuer la consommation d’électricité en passant dans un mode plus sobre sur le plan de l’énergétique (coupure partielle de l’écran, du disque dur, ventilateur etc.).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir le détendeur de la machine frigorifique

Détendeur électronique.
(Source : Danfoss).

Critères de choix énergétiques

Le choix énergétique d’un détendeur est lié à sa capacité à gérer une surchauffe à la sortie de l’évaporateur le plus proche de la courbe de la valeur minimale de surchauffe stable tout en gérant le problème de différence pression minimale nécessaire à baisser la température de condensation (un des critères énergétiques principaux du cycle frigorifique). En d’autres termes, les critères de choix énergétiques des détendeurs sont :

la gestion intelligente de la surchauffe;
la capacité à travailler à des pressions d’entrée faibles pour favoriser le choix d’une stratégie de température de condensation basse.

Choix du détendeur

Auparavant, le détendeur thermostatique intégré au meuble frigorifique s’imposait. Mais à l’heure actuelle, de par les développements technologiques importants, surtout dans le domaine électronique et numérique, le choix entre différents types de détendeur est possible, à savoir entre un :

détendeur thermostatique;
détendeur électronique.

Détendeur thermostatique

Le choix d’un détendeur thermostatique est dicté, pour la plupart des cas, par un choix économique au niveau de l’investissement.
Avantages et inconvénients des détendeurs thermostatiques :

(+)

ne nécessite que très peu de matériel, à savoir :
- le détendeur proprement dit intégrant la mesure de la température de condensation;
- le bulbe et son capillaire mesurant la température du fluide réfrigérant à la sortie de l’évaporateur.

un coût d’investissement faible;
une très bonne fiabilité;
un réglage relativement simple;
un coût de maintenance également plus faible;
…

(-)

ne travaille correctement qu’à des Δp faibles en réduisant le taux de remplissage de l’évaporateur;
sa régulation n’est pas très fine par rapport à celle des détendeurs électroniques;
précision limitée dans la mesure de la surchauffe.

Détendeur thermostatique.
(Source : Danfoss).

Détendeur électronique

Le détendeur électronique n’est à proprement parlé pas une toute nouvelle technologie. Pourtant, même à l’heure actuelle, dans beaucoup de projets, les concepteurs proposent encore trop souvent les détendeurs thermostatiques.
Le « nerf de la guerre » est naturellement son coût. Les constructeurs sont clairs à ce niveau. Mais bien qu’il y ait encore des différences de prix au désavantage des détendeurs électroniques, les constructeurs annoncent des temps de retour simple entre 1 et 2,6 ans pour le choix d’un détendeur électronique par rapport à un thermostatique lorsque l’on prend en compte sa capacité à optimiser le fonctionnement de l’évaporateur.

(+)

très grande fiabilité;
optimise la surchauffe dans l’évaporateur;
peut être interfacé avec un régulateur qui permet de centraliser la régulation de tous les composants du circuit frigorifique et optimiser le fonctionnement de l’ensemble de l’installation;
travaille correctement à des Δp faibles lorsque l’on veut travailler à des pressions de condensation faibles (amélioration de la performance du compresseur);
…

(-)

coût élevé;
…

Comparaison des détendeurs électroniques et thermostatiques

Pas de doute que la technologie du détendeur électronique avance considérablement. L’avantage du détendeur électronique, associé avec une régulation électronique générale du meuble permet d’optimiser le passage du fluide frigorigène suivant la charge de l’évaporateur.

En fait c’est la régulation de la surchauffe à la sortie de l’évaporateur qui conditionne l’ouverture ou la fermeture du détendeur. Cette régulation « auto-adaptative » se base sur le principe que l’évaporateur de chaque meuble du magasin a une valeur minimale de surchauffe stable qui évolue en fonction de la charge Q₀de l’évaporateur.
Plus la réponse du détendeur « colle » avec la courbe de valeur minimale de surchauffe stable, meilleure sera l’efficacité de l’évaporateur et du compresseur; ce qui est le cas des détendeurs électroniques.

Pour en savoir plus sur la comparaison entre les détendeurs thermostatiques et électroniques, cliquez ici!

Selon un fabricant d’équipement de régulation, le choix d’un détendeur électronique permettrait de réduire de l’ordre de 12 % les consommations énergétiques des compresseurs.

Dimensionnement du détendeur

Suivant le type de réfrigérant, qu’ils soient thermostatiques ou électroniques, la règle de sélection des détendeurs appliquée par un fabricant de meubles frigorifiques se base sur :

la puissance utile et la température d’évaporation en chambre d’essai pour une classe d’ambiance 3 (25°C, 60 % HR d’humidité relative);
une pression de condensation correspondant à la température de 35°C;
un sous-refroidissement de 10 K.

Les données frigorifiques sont établies pour des meubles ayant des détendeurs réglés pour obtenir une surchauffe de l’ordre de 5 K.

En détente directe, considérant que le détendeur fait partie d’un circuit dont les équipements ont une influence directe les uns sur les autres, son dimensionnement doit tenir compte aussi de la pression et, par conséquent, de la température de condensation. Avec les nouvelles techniques électroniques de régulation en mode « flottant » (variation de vitesse du compresseur et des ventilateurs du condenseur), on essaye de maintenir la température de condensation à des valeurs proches de 20°C, ce qui permet d’améliorer de manière importante l’efficacité du cycle frigorifique.

Régulation complète du cycle frigorique et en particulier la régulation en pression « flottante » de condensation.

Une température ou pression faible au niveau de la ligne liquide (après le condenseur) peut entraîner un fonctionnement aléatoire dans le cas du choix d’un détendeur thermostatique. En effet, pour que le remplissage de l’évaporateur soit correct en fonction de la charge frigorifique, un détendeur thermostatique nécessite une pression différentielle entre son entrée et sa sortie minimum.
Le problème peut être résolu par le choix d’un détendeur électronique surdimensionné en terme de débit. En effet pour une même puissance frigorifique nécessaire pour alimenter l’évaporateur, un détendeur électronique surdimensionné pourra travailler à des pressions d’entrée faibles tout en maintenant un remplissage correct de l’évaporateur.
Un fabricant annonce un temps de retour de l’ordre de 2,6 ans pour le dimensionnement d’un détendeur électronique de capacité frigorifique nominale double de celle initialement choisie.

Exemple

Un fabricant annonce un temps de retour de l’ordre de 2,6 ans pour le dimensionnement d’un détendeur électronique de capacité frigorifique nominale double de celle initialement choisie.

On voit sur le diagramme ci-dessus que :

Le modèle de base a d’abord été choisi pour donner une puissance frigorifique de l’ordre de 21 KW.
Le modèle surdimensionné peut donner la même puissance frigorifique que le modèle de base, mais pour des pressions différentielles très basses (de l’ordre de 2 bars).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Chauffage [Concevoir l’avant-projet]

Chaudière à brûleur radiant modulant avec ventilateur ?
Circulateur à vitesse variable ?

Plafond chauffant ?
Vanne thermostatique ?

Décomposer la réflexion en 4 postes

Pour faciliter la tâche, décomposons l’installation de chauffage en 4 parties :

production de chaleur,
distribution de chaleur,
émission de chaleur,
régulation.

Cela permet de visualiser directement les qualités à atteindre par l’installation, en termes de pertes à minimiser :

Objectifs d’une installation de chauffage de qualité : cliquez sur les boutons ci-dessus pour visualiser les différentes pertes, et donc les objectifs de qualité.

La production de chaleur

Production de chaleur
Une réflexion préalable, faut-il investir dans une cogénération chaleur + électricité ? Oui, si les besoins de chaleur du bâtiment sont élevés.

Un cogénérateur produit simultanément de l’énergie électrique et de la chaleur pour le bâtiment. Le premier avantage de la cogénération est d’ordre énergétique : entre 15 et 30 % d’économie d’énergie primaire sur les besoins totaux. Mais l’avantage de la cogénération est aussi financier, dans la mesure où elle permet à l’utilisateur de réduire sa facture électrique.

La cogénération : pour qui ?

Incontestablement, le premier secteur concerné par la cogénération est le secteur hospitalier. Les besoins thermiques d’un hôpital sont élevés et relativement constants. Il faut en effet produire de l’eau chaude sanitaire tout au long de l’année et bien souvent chauffer les chambres même en été. De plus, la demande électrique d’un hôpital est relativement importante. Le secteur hospitalier permet dès lors d’envisager la mise en place d’unités de cogénération puissantes dont le prix d’installation par kW est intéressant.

Le secteur hôtelier présente des caractéristiques similaires, seules les tailles des installations varient.

Un autre secteur qui mérite un intérêt particulier est le secteur sportif et plus particulièrement le secteur des piscines. Le profil de leurs besoins thermiques et électriques est intéressant pour une cogénération. Malheureusement, les tailles de ces installations sont faibles et demandent des moteurs de faible puissance dont les coûts sont élevés. Ce handicap est compensé, dans certains cas très largement, par les subsides auxquels peuvent prétendre les piscines (Infrasport, AGEBA dans certains cas).

L’intérêt de la cogénération pour les nouveaux immeubles de bureaux (banques, administrations,…) est beaucoup plus faible. La difficulté réside dans le peu de demande de chaleur en journée (dans un bâtiment bien isolé, le chauffage est essentiellement concentré sur la relance du matin, alors que les besoins électriques sont répartis tout au long de la journée). Mais chaque cas est particulier et mérite d’ être étudié avec soin.

Concevoir

Pour plus d’informations sur la mise en place d’une cogénération, cliquez ici !

Production de chaleur
Quel choix de combustible ? Le gaz sort gagnant.

Le débat se situe généralement entre le fuel et le gaz naturel.

Raccordement au gaz ou placement de citernes à mazout ?

Pour notre part, nous pouvons résumer le choix comme ceci :

Si la priorité est donnée à l’efficacité énergétique et à la réduction de l’émission de gaz à effet de serre, le gaz naturel, en particulier avec les chaudières à condensation, est largement gagnant.

Si la priorité est donnée à la rentabilité de l’investissement, le fuel se défend. Il a été, en moyenne, moins cher que le gaz ces dernières années. Mais son avenir est instable.

Si le réseau de gaz naturel n’est pas présent, la question ne se pose plus : le gaz en bonbonne est nettement plus cher à l’usage et, suite à son bilan écologique défavorable, l’électricité ne doit pas être utilisée pour le chauffage direct, ni des locaux, ni de l’eau chaude sanitaire. On sera d’ailleurs très attentif à éviter les « appoints » électriques sur les unités terminales (bouches de pulsion d’air, par exemple).

Concevoir

Pour plus d’informations sur le choix entre fuel et gaz naturel, cliquez ici !

Alternative : envisager le chauffage au bois ? Oui, en région forestière.

Le chauffage au bois d’un groupe de bâtiments dans une région boisée est écologiquement très intéressant, par exemple via l’exploitation des taillis des bois communaux. Il est par contre peu imaginable de développer un tel projet en milieu urbain.

Nous n’avons pu développer ici les techniques de chauffage au bois pour le secteur tertiaire. Nous vous recommandons de contacter une équipe spécialisée dans ce domaine :

ERBE asbl (Equipe Régionale Biomasse Énergie).
Tel : 081 627 144

L’APERe (Association pour la Promotion des Energies Renouvelables) vous conseille encore d’autres Sites web :

Leur propre site : http://www.apere.org/
http://energie.wallonie.be/, le site portail de l’énergie en Région Wallonne
http://www.ciele.org, synthèse des différents systèmes de chauffage au bois pour l’habitat.
http://www.biomasse-normandie.org, pour tout savoir sur le bois-énergie en 1 000 mots clés.

Alternative : envisager la pompe à chaleur ? Oui, si source de chaleur disponible.
Le bilan global d’une pompe à chaleur est « neutre » aujourd’hui :

En moyenne annuelle, elle produit 2,5 à 3 kWh de chaleur pour 1 kWh électrique au compresseur,

mais pour obtenir 1 kWh en centrale, il aura fallu utiliser 2,5 à 3 kWh de combustible ou d’énergie nucléaire,

et le prix du kWh électrique est 2,5 fois plus élevé que le prix du gaz naturel ou du fuel…

Mais il se peut que l’existence d’une source de chaleur particulière fasse pencher la balance dans un sens très favorable. Ainsi, il nous paraît intéressant d’étudier la pertinence du placement d’une pompe à chaleur :

Si l’on prévoit dans plusieurs locaux des apports internes élevés durant l’hiver : salle informatique, locaux intérieurs, locaux enterrés, locaux avec équipements forts dispensateurs de chaleur tels que salle de radiographie, imprimerie,… (la chaleur extraite de ces locaux pourra être restituée vers les locaux demandeurs en façade).

Si le bâtiment comprend des locaux chauds et humides (piscine, buanderie, …).

Si le bâtiment provoque des rejets thermiques vers l’extérieur durant tout l’hiver (process industriel, extraction d’air vicié à fort débit,…).

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Production de chaleur :
Opter pour les chaudières à très basse température et/ou à condensation.

Un rendement maximum de la chaudière ? La garantie d’une bonne utilisation de la chaleur du combustible est de constater … que les fumées sortent froides de la chaudière ! Et que la chaufferie reste froide elle aussi. De là, les chaudières à très basse température.

Pratiquement toutes les chaudières sur le marché sont de bonne qualité, pour le secteur tertiaire (moyenne puissance). Une technique sort du lot : la chaudière gaz à condensation. Une technique est aujourd’hui à rejeter : la chaudière gaz atmosphérique.

photo principe de l'échangeur d'une chaudière à condensation.

Depuis quelques années, on développe des « chaudières à condensation » : les fumées passent au travers d’un échangeur alimenté par l’eau froide revenant des radiateurs. Or les fumées contiennent de l’eau, à l’état de vapeur. Cette vapeur va condenser, former des gouttes (à évacuer vers l’égout) et préchauffer l’eau froide. Cette technique peut apporter en pratique de 6 à 9 % d’amélioration de rendement. Mais elle n’est courante que pour le gaz.

Pour le fuel, la présence de soufre va rendre les gouttes très corrosives et demander l’usage de chaudières inox, très coûteuses. Mais on en parle de plus en plus.

Photo d'un brûleur de chaudière atmosphérique.

Une chaudière atmosphérique est une chaudière dont le brûleur ne possède pas de ventilateur : la flamme bleue est visible directement.

Problème : cette chaudière reste en contact avec l’air ambiant une fois la flamme éteinte. Or le foyer est chaud et est surmonté de la cheminée !
Conclusion : l’air de la chaufferie s’engouffre dans le foyer, appelé par le tirage thermique. Et l’eau de chauffage parcourant le foyer se refroidit en pure perte…

De l’apport d’air comburant étant naturel, le réglage de la combustion est moins performant.

Quelle technologie ? Notre sélection :

Voici les orientations que nous considérons être actuellement les plus performantes (en matière de consommation énergétique et de protection de l’environnement) pour le choix d’une chaudière :

Si le gaz est disponible :

Choix d’une chaudière gaz à condensation ou la combinaison d’une chaudière à condensation avec une chaudière traditionnelle,

équipée d’un brûleur modulant (avec une grande plage de modulation : de 10 à 100 %) et avec un dosage entre l’air comburant et le gaz le plus précis possible sur toute la plage de modulation,

raccordée à un circuit hydraulique favorisant au maximum la condensation (c’est-à-dire le retour d’eau très froide) et le plus simple possible de manière à éviter les erreurs de conception et de régulation (chaudière ne nécessitant pas de débit minimal),

avec les émissions de NOx les plus faibles possible, et en tout cas < 150 [mg/Nm³].

Si le gaz n’est pas disponible :

pouvant travailler à très basse température,

équipée d’un brûleur « Low NO_x » à 2 allures,

équipée d’un compteur fuel.

S’il est imaginé que l’occupation puisse être très variable :

Si certaines personnes restent le soir pour prolonger leur travail, si une garde est organisée (conciergerie), … une production spécifique (décentralisée) pourra être imaginée dès le départ du projet (convecteur gaz indépendant, par exemple).

Production de chaleur :
quel dimensionnement ?

Avec les chaudières modernes performantes, dont le brûleur est vendu séparément de la chaudière, le surdimensionnement de la chaudière n’est plus à combattre à tout prix. En effet, l’isolation est devenue telle que ce surdimensionnement n’apporte guère de pertes supplémentaires. Au contraire, un corps de chaudière surdimensionné par rapport à la puissance du brûleur entraîne une augmentation du rendement de combustion.

Pour la même raison, il n’est plus nécessaire de dissocier la puissance à installer en plusieurs chaudières. S’il n’y avait le souhait d’assurer en permanence du chauffage en cas de panne, on recommanderait de placer une grosse chaudière unique équipée d’un brûleur 2 allures ou modulant, ce qui diminuerait l’investissement tout en permettant un rendement optimal.

La puissance utile de l’installation sera dimensionnée sur base de la norme NBN B62-003. L’application de cette norme conduit en outre à un surdimensionnement suffisant pour permettre une relance en cas de chauffage intermittent, ce, même dans la cas d’un bâtiment très isolé. Il ne sert donc à rien de prévoir une réserve de puissance complémentaire pour la chaudière et son brûleur.

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La distribution de chaleur

Distribution de chaleur : favoriser l’eau

Le fluide caloporteur (entre chaudière et émetteurs) sera de préférence l’eau : plus flexible, demandant moins d’énergie de transport que l’air, et permettant un passage éventuel futur d’une énergie à une autre (contrairement à l’électricité).

Distribution de chaleur : sept critères de qualité

1° – Le réseau sera décomposé en zones thermiquement homogènes (même horaire d’occupation, même nécessité de dérogation, même orientation, même type de corps de chauffe) : à chaque zone son circuit et sa régulation.

Ainsi, si une bibliothèque est prévue dans une école, elle doit disposer de son propre circuit hydraulique, afin de garantir une régulation adaptée (ne chauffer que la bibliothèque le samedi matin, par exemple). De même pour la salle de gym, pour le réfectoire, pour la salle de réunion, pour la cuisine, … Cet investissement dans des tuyauteries supplémentaires permettra dans le futur d’optimiser la régulation des différentes zones.

Exemple de décomposition en zones homogènes pour une école.

De même, lors de la conception d’un immeuble de bureaux, on imaginera de pouvoir chauffer chaque étage indépendamment des autres (utilisation de WE, multi-locataires, …).

2° – Les tuyauteries et les vannes seront très bien isolées dans le sol, à l’extérieur ou dans des espaces ne faisant pas partie du volume protégé (volume chauffé) du bâtiment (chaufferie, grenier, sous-sol, …). On isolera de même toutes les conduites de chauffage se trouvant dans les faux plafonds, les locaux techniques ou les gaines techniques, même si ceux-ci font partie du volume protégé du bâtiment. De même, les circulateurs à rotor noyé seront munis d’origine d’une coquille isolante.

Ordres de grandeur :

Dans une ambiance à 20°C, la perte de 1 m de tuyau de 1 pouce non isolé avec de l’eau de chauffage est équivalente à la consommation d’une ampoule de 60 W !

L’épaisseur d’isolation sera plus ou moins équivalente au diamètre du tuyau.

3° – Un circulateur à vitesse variable sera placé sur un réseau équipé de vannes thermostatiques : il est logique que si la température est atteinte dans un local, le débit d’eau dans le radiateur soit stoppé par la vanne thermostatique (ou par une vanne 2 voies dans les ventilo-convecteurs). Mais alors, si plusieurs vannes sont fermées, la pompe de circulation doit diminuer sa vitesse de rotation : c’est le cas des circulateurs à vitesse variable.

Vanne thermostatique et circulateur à vitesse variable, deux équipements à associer…

4° – Des vannes d’équilibrage seront prévues au départ des circuits secondaires : vu le calcul très approché des tuyauteries, il est heureux de prévoir ce répartiteur global entre les différents circuits. De plus, c’est ce qui va permettre de régler les circulateurs à leur bonne vitesse nominale (en pratique, il apparaît que les circulateurs sont en moyenne 2 fois trop puissants –> la première économie générée par un circulateur à vitesse variable est de pouvoir bien régler le débit maximal). L’économie sur la consommation du circulateur amortit rapidement cet outil.

Possibilité de mesure du débit réel.

5° – Les tuyauteries seront choisies suffisamment larges : il est dommage de choisir des tuyauteries de faible section, … puis de consommer de l’énergie pour y faire passer malgré tout un débit d’eau important.
Ordre de grandeur : le dimensionnement du réseau de distribution doit être tel que la puissance électrique des circulateurs ne dépasse pas le millième de la puissance utile des chaudières.

6° – Les circulateurs seront arrêtés lorsque la demande est nulle : en fonction de la programmation (nuit, week-end, vacances) et en fonction de la température extérieure (coupure si t°ext> à 15°C, par exemple).

7° – Un circuit de réserve est placé dès le départ : l’emplacement pour un circuit supplémentaire est à prévoir sur la boucle primaire afin d’éviter des « repiquages » d’installations ultérieurs.

Distribution de chaleur : pour les chaudières à condensation, bien étudier le circuit.

Pour bénéficier de la condensation des fumées, il faut disposer d’eau de retour très froide. Toute possibilité de recyclage d’eau chaude directement vers la chaudière doit être évitée. En d’autres mots, il faut éviter les bouteilles casse-pression, les collecteurs bouclés, les soupapes de pression différentielle, les vannes 3 voies diviseuses.

Exemples de situations défavorables…

Or certains fabricants imposent un recyclage (un bypass) car leur chaudière est à faible capacité d’eau et donc nécessite un débit d’eau permanent ! C’est peu compatible avec un retour d’eau très froide …

Il vaut mieux sélectionner une chaudière dont la capacité en eau est élevée et qui ne demande pas de débit permanent. Sa chaudière est une « grosse marmite » dont la flamme peut s’enclencher sans risque s’il n’y a pas de circulation d’eau. En quelque sorte, la bouteille casse-pression est intégrée dans la chaudière.

Circuit favorable au retour d’eau froide vers la chaudière.

Un circuit primaire ouvert est alors recommandé. Et seules les pompes secondaires alimentent les réseaux. Encore une économie.

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Pour plus d’informations sur la distribution du chauffage, cliquez ici !

L’émission de chaleur

Émission de chaleur : favoriser la basse température

Au départ, il faut se rendre compte que, dans un immeuble récent bien isolé, la performance des différents types d’émetteurs sera toujours assez bonne. Grâce à l’isolation, la température intérieure est assez homogène, quel que soit le moyen de chauffage.

Idéalement, pour assurer le rendement optimal de la chaudière (et tout particulièrement la condensation), il faut travailler avec un fluide caloporteur à la plus basse température possible. Et donc, disposer de la surface d’émission la plus grande possible.

Ceci conduit inévitablement au chauffage par le sol. Hélas, ce système présente par ailleurs beaucoup d’inconvénients dont l’inertie, ce qui le rend inadapté lorsque les besoins sont variables dans le temps ou en intensité (à ne pas installer dans une école, ou un restaurant, ou une salle de réunion, ou dans un local avec des larges baies vitrées…).

Finalement, le radiateur réalise le bon compromis entre apport par rayonnement et par convection, et, s’il est largement dimensionné (sur base d’un régime 80° – 60°), il permettra des retours froids la majeure partie de l’année.

Bien sûr, un radiateur devant une allège vitrée ne devrait jamais exister…

Synthèse des critères de choix

Le chauffage par le sol est intéressant :

dans des locaux situés au-dessus de locaux chauffés,
non soumis à des apports de chaleur importants et variables (occupants, soleil, …),
à usage continu (de type hébergement).

Il peut apporter une réponse adéquate aux locaux de grande hauteur, où le chauffage à air chaud sera moins adéquat (stratification).

Le chauffage par convecteur convient dans des locaux avec une variation de charge fréquente (local ensoleillé, local de réunion).

Dans tous les autres cas, le chauffage par radiateurs est le meilleur compromis confort/consommation.

À noter qu’en rénovation, les anciens radiateurs pourront souvent être conservés vu leur surdimensionnement fréquent, favorable à un fonctionnement à basse température.

Concevoir

Pour plus d’informations sur le choix d’un émetteur de chauffage

La régulation de chaleur

Régulation de chaleur : c’est le point clef de la consommation énergétique.

Nous sommes à l’époque du « just in time » de la production de chaleur. Les régulateurs sont suffisamment intelligents que pour ne produire que la chaleur « juste nécessaire », à la température minimale souhaitée, au bon moment. Il est impératif de réserver un budget important à la qualité de la régulation. Qualité ne veut pas dire sophistication. Au contraire, la bonne gestion future sous-entend des systèmes simples.

Une sonde extérieure (complétée par une sonde d’ensoleillement au Sud)
et une sonde d’ambiance (dite « de compensation ») définissent les besoins des locaux.
Elles demandent à la vanne 3 voies mélangeuse de s’ouvrir en conséquence.

Le système de régulation doit permettre de :

Chauffer distinctement chaque zone de locaux dont l’usage est distinct.
Par exemple, la bibliothèque, la cafétéria, la salle de réunion, … auront des régulateurs indépendants des bureaux qui la jouxtent. À ce titre, la vanne thermostatique n’est qu’un complément local de régulation et non l’outil de base (la vanne reste ouverte la nuit, mais une programmation centrale doit arrêter le débit d’eau dans les radiateurs).

Programmer le chauffage exclusif d’une zone thermique distincte.
Par exemple, il doit être possible de chauffer la bibliothèque le samedi, sans alimenter le restant du bâtiment. Dans un immeuble de bureaux, chaque étage doit pouvoir être alimenté séparément, même si un seul exploitant est prévu… au départ.

Minimiser la température de l’eau en sortie de chaudières.
La solution traditionnelle consiste à chauffer l’eau en fonction de l’évolution de la température extérieure. Mais aujourd’hui, il est possible de se limiter à la température maximale demandée par le circuit secondaire de distribution le plus demandeur. Ou encore, dans les bâtiments conditionnés, ce sera le pourcentage d’ouverture des vannes des unités terminales qui seront représentatifs des besoins locaux. Même s’il fait froid dehors, l’occupation réelle du bâtiment peut limiter les besoins… et donc la température de départ de l’eau chaude en chaufferie.

Gérer l’intermittence par un régulateur-optimiseur.
Il assure une coupure complète des circuits de distribution (et éventuellement des chaudières) la nuit et le week-end, avec un contrôle anti-gel interne de sécurité, et calcule automatiquement le moment de la coupure et de la relance en fonction des températures intérieures et extérieures. Autrement dit, on abandonne le simple « ralentissement nocturne », qui fournit de l’eau tiède dans le bâtiment à minuit, … en pure perte.

Arrêter l’apport d’air neuf en période de relance.
Dans un bâtiment bien isolé, le chauffage de l’air neuf représente 50 % environ des besoins. Il doit pouvoir être arrêté (ou recyclé) en période de relance, avant l’arrivée des occupants, fournissant ainsi un surcroît de puissance pour la montée en température des locaux après la coupure nocturne.

Imaginer dès le départ la gestion future par les occupants.
Comment cela se passera-t-il lorsqu’une réunion sera organisée le soir ? et durant les congés entre Noël et Nouvel An, s’il gèle dehors ? Qui aura accès à quoi ? Est-ce qu’une programmation annuelle ne serait pas pratique pour encoder une fois pour toutes les congés ? et quelle dérogation à cette programmation ?… Autant y penser au départ du projet…

Utiliser un détecteur qui sera le témoin des besoins réels.
Par exemple, autrefois la salle de gymnastique était chauffée du matin au soir. Qu’il y ait quelqu’un ou non dans la salle. Aujourd’hui, c’est le contact dans la serrure de la porte ou un détecteur de présence qui enclenche l’aérotherme lors de l’arrivée du groupe. Vu l’isolation des locaux, la température des locaux passera rapidement de la consigne de veille à la consigne normale.

Lister les besoins des locaux

Au départ, il est important de préciser les demandes de chaque zone. Et de trouver quel sera le témoin de la demande réelle : le thermostat d’ambiance, la température extérieure, un détecteur de présence, … Le fabricant peut répondre à toute demande… si elle est clairement exprimée.

Chaque zone d’occupation et de besoin homogènes, disposant de son propre circuit de distribution, verra la température d’eau régulée, par exemple en fonction d’un thermostat d’ambiance (dans le cas ou un local « témoin » est possible) et/ou d’une sonde extérieure.

Les locaux profitant d’apports de chaleur plus importants que les autres (soleil, occupants, …) seront équipés de vannes thermostatiques, vannes de qualité « institutionnelle » si les locaux sont ouverts au public.

Vanne institutionnelle : le réglage de la consigne n’est pas accessible à l’occupant, elle résiste au choc d’un ballon de basket et ne peut être facilement démontée.

Analogique ou numérique ?

Régulateurs analogique et numérique.

Aujourd’hui, une régulation numérique s’impose, car elle permet beaucoup plus facilement une adaptation de la régulation aux besoins, une modification des paramètres, une communication des informations à distance et donc un suivi à distance.

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Pour plus d’informations sur la régulation d’un système de chauffage

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’état mécanique du réseau de distribution

Évaluer l'état mécanique du réseau de distribution

Causes de corrosion

Dans des conditions normales d’exploitation, c’est en principe toujours la même eau qui circule dans une installation de chauffage. Il ne faut procéder à un remplissage d’appoint qu’une ou deux fois par année. Dans ce cas, la corrosion intérieure d’une installation est pratiquement négligeable et ne progresse que très lentement.

La principale cause de corrosion sérieuse réside dans un apport prolongé d’oxygène dans le réseau de conduites. Cet apport peut être provoqué par :

Des fuites et donc un remplissage d’appoint fréquent avec de l’eau neuve (contenant de l’oxygène « actif »).

Une dépression localisée dans le réseau, de sorte que de l’air est aspiré par des points inétanches (raccords, purgeurs, …). Il faut en chercher la cause dans un vase d’expansion mal placé ou sous-dimensionné.

Un vase d’expansion défectueux ou sous-dimensionné.

Un ancien vase d’expansion à l’air libre (vase ouvert).

Une autre cause de corrosion peut être la multiplication des types de métaux dans une même installation, comme le mélange de cuivre et d’acier.

Appoint d’eau : un ordre de grandeur

La situation peut être considérée comme anormale et dangereuse pour l’installation si la quantité d’eau ajoutée annuellement dépasse :

1 litre par kW installé

Pour établir ce ratio, il faut évidemment pouvoir chiffrer la quantité d’eau d’appoint, ce qui est quasi impossible sans un compteur d’eau sur l’alimentation de ville.

Contrôle du vase d’expansion

Vase d’expansion à pression variable et à pression constante.

Que se passe-t-il quand un vase d’expansion est trop petit, dégonflé ou encore avec une membrane devenue poreuse ?

Si la membrane se perce, l’eau va remplir l’entièreté du volume du vase d’expansion. A froid, la pression dans l’installation va chuter et le gestionnaire de l’installation aura tendance à remettre de l’eau. Un indice de détérioration du vase : même lorsque la pression est fortement descendue, elle remonte très rapidement dès que l’on ouvre l’arrivée d’eau de ville.

Quand cette eau va chauffer comme plus rien ne pourra reprendre le volume de dilatation de l’eau et, sous la montée en pression, les soupapes de sécurité vont s’ouvrir, rejetant de l’eau (des traces de calcaire et de corrosion au niveau de la soupape est un signe).

Quand l’eau va se refroidir, puisqu’il manque de l’eau, la pression dans l’installation apparaîtra de nouveau trop basse et le gestionnaire rajoutera de nouveau de l’eau. Et ainsi de suite, jusqu’à ce que l’entartrage et la corrosion liés à l’ajout perpétuel d’eau n’attaquent l’installation de façon irréversible.

Comment contrôler un vase d’expansion ?

Un vase d’expansion ne peut jamais être rempli d’eau. Si c’est la cas, l’eau ne dispose plus de volume pour se dilater.

> Contrôle 1 : Un vase doit sonner « creux » lorsqu’on le frappe du côté « air ».

Vase d’expansion à membrane ou à vessie.

> Contrôle 2 : si la pression statique de l’installation diminue et que très peu d’eau suffit pour augmenter brusquement la pression, il y de forte chance que la membrane du vase soit déchirée ou poreuse.

> Contrôle 3 : une pression de gonflage trop faible peut mettre en dépression certaines parties du réseau et provoquer des entrées d’air parasites. Or, il faut savoir qu’un vase d’expansion à pression variable, se dégonfle avec le temps (c’est comme un pneu de voiture). Il faut donc vérifier régulièrement sa pression de gonflage. Pour cela, il faut isoler le vase, le vidanger, vérifier sa pression à vide et le regonfler si nécessaire (un vase d’expansion dispose d’une pipette semblable à celles des roues de voiture).

La pression à respecter doit être égale à :

P_gon[bar] = (h [m] / 10) + 0,3 [bar],

* avec un minimum à respecter de 0,5 bar

où,

h est la différence de hauteur [m] entre le vase d’expansion considéré comme étant au point le plus bas de l’installation et le point le plus haut de l’installation.

> Contrôle 4 : le dimensionnement correct du vase d’expansion est primordial. Cela comprend le choix de son volume, mais également de sa pression de gonflage et de remplissage. Il peut donc être utile, en cas de doute de contrôler le dimensionnement du vase.
Cliquez ici, pour en savoir plus sur :

Le choix, l’emplacement et le dimensionnement correct du vase d’expansion.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Remplacer la ou les chaudières

Surdimensionnement des installations

La plupart des installations existantes de chauffage sont surdimensionnées tant au niveau de la production que de la distribution et de l’émission. Remplacer l’entièreté ou une partie de la production pour raison de sécurité d’approvisionnement (chaudière(s) en fin de vie) ou pour raison énergétique, environnementale et économique ne peut s’envisager que si une réévaluation de la puissance de production est réalisée. En rénovation, il est aberrant de choisir la puissance de la nouvelle chaudière :

en reprenant aveuglément la puissance de la chaudière existante,
ou en sommant la puissance des radiateurs existants,
ou en appliquant une proportionnelle au volume du bâtiment, du type 60 W/m³.

Ces différentes règles sont pourtant couramment utilisées par les installateurs. Elles conduisent à des surdimensionnements inadmissibles pour des nouvelles installations. En effet :

les radiateurs sont presque toujours surdimensionnés,
c’est la surface déperditive du bâtiment qui définit les besoins de chaleur, et pas uniquement le volume chauffé,
60 W/m³ est une puissance nettement supérieure à la réalité,
par expérience, on a pu constater que les anciennes chaudières sont presque toujours surdimensionnées,
les bâtiments anciens ont souvent fait l’objet d’améliorations énergétiques (doubles vitrages, isolation de toiture, …), ce qui diminue leurs besoins par rapport à l’installation d’origine ;
les chaudières actuelles ont de nettement meilleurs rendements ;
…

Donc, dans le cadre d’une rénovation, la plupart des installateurs ou des bureaux d’études devraient se baser sur les paramètres suivants pour évaluer la puissance de la ou des nouvelles chaudières :

Consommations énergétiques annuelles par rapport à la puissance de chauffe installée. En partant du principe que la puissance du brûleur est adaptée à celle de la chaudière, le rapport suivant donne une idée du surdimensionnement de l’installation de chauffage : Consommation annuelle (kWh) / Puissance installée (kW). Une valeur de 1500 heures est une valeur couramment rencontrée ;
Une rapide évaluation du niveau de déperdition du bâtiment selon la méthode de calcul issue de la norme NBN EN 12831 : 2003 (Systèmes de chauffage dans les bâtiments : « Méthode de calcul des déperditions calorifiques de base » (remplace partiellement NBN B 62-003)) ;
Le relevé du nombre de radiateurs et l’évaluation de leur puissance peut donner une indication du surdimensionnement en recoupant la puissance obtenue par rapport à la puissance obtenue par le calcul selon la norme NBN EN 12831 : 2003.

Il y a lieu toutefois de relativiser ce surdimensionnement, car les chaudières à condensation modernes ont très peu de pertes à l’arrêt, et surtout disposent d’une très grande plage de modulation, ce qui leur permet de fonctionner à régime variable en fonction de la demande, et ce qui leur confère donc un meilleur rendement que si elles sont amenées à fonctionner sans cesse à pleine charge !

Économie réalisable

Il est difficile, voire impossible de prévoir la fin de la vie d’une chaudière. Mieux vaut programmer son remplacement par souci d’économie d’énergie ou dans le cadre du programme d’investissement lié à la maintenance du bâtiment.

L’intérêt énergétique du remplacement complet d’une chaudière (si elle est seule) ou de l’ensemble des chaudières dépend de la situation de départ et des améliorations que l’on a déjà pu pratiquer.

Pour illustrer cela, reprenons un exemple que l’on peut adapter à sa propre situation grâce aux programmes ci-dessous

Calculs	sur base du climat moyen de Uccle.
Calculs	sur base du climat moyen de St Hubert.

Exemple : dans un immeuble de bureaux

> Situation de départ :

2 chaudières de 600 kW de 1978, soit 1 200 kW installés pour un besoin réel maximal de 600 kW
fonctionnement en parallèle des chaudières
pertes à l’arrêt des chaudières : 2 % (0,5 % vers l’ambiance, 1,5 % par balayage)
rendement de combustion : 86,6 %
rendement saisonnier de production calculé : 79 %
consommation annuelle : 155 000 litres de fuel par an

> Situation projetée :

2 chaudières de 360 kW avec brûleur 2 allures
fonctionnement en cascade des chaudières
pertes à l’arrêt des chaudières : 0,2 %
rendement de combustion : 94 % en 1ère allure et 92 % en deuxième
rendement saisonnier de production calculé : 93 %
consommation annuelle : 155 000 [litres/an] x 79 [%] / 93 [%] = 132 000 [litres/an]
gain énergétique : 23 000 [litres/an] (soit 15 %)
gain financier (à 0,8 €/litre en 2012) : 18 400 [€/an]

Si par rapport à la situation de départ, on pratique des améliorations partielles de l’installation, le gain énergétique relatif dû au remplacement de la chaudière elle-même diminue. Voici l’évolution du rendement saisonnier avec les différentes améliorations que l’on peut imaginer :

Évolution du rendement saisonnier de l’installation et gains successifs que l’on peut espérer en améliorant les chaudières existantes et finalement en les remplaçant. On estime que le placement d’un nouveau brûleur supprimera les pertes par balayage et portera le rendement utile de l’installation à 88 %.

Rénovation plus globale

Le remplacement des chaudières est une opération importante. Idéalement, elle doit être l’occasion de repenser l’entièreté de l’installation de production et l’installation de régulation. Par exemple, il n’est pas cohérent de remplacer la chaudière existante par la même chaudière en plus moderne, mais en conservant le même surdimensionnement ou la même régulation sommaire.

Exemple 2

Réagir en situation d’urgence

Dans une école, une chaudière rend l’âme. C’est la panique !

En urgence, un devis est demandé au chauffagiste habituel. Celui-ci, sentant vraisemblablement la bonne affaire, propose une chaudière qui bizarrement est plus puissante que la précédente, alors qu’il est fort à parier que l’ancienne installation était déjà elle-même fortement surdimensionnée.

La régulation n’est évidemment pas modifiée et la nouvelle chaudière sera à nouveau maintenue sur son aquastat sans autre régulation.

Ce genre de situation est courante et montre l’importance d’étudier le remplacement des chaudières avant leur détérioration complète : redimensionnement, révision de la régulation, choix du type de la nouvelle chaudière, …

Ce plan de rénovation étant prêt, on peut répondre rapidement à une situation d’urgence, tout en optimalisant le choix de la nouvelle installation.

Comparer des devis

Un responsable technique demande, à 3 installateurs, un devis pour le remplacement de sa chaudière.

Il reçoit en retour 3 prix tout à fait différents avec une simple mention : « placement d’une chaudière de X kW, avec son brûleur et sa régulation ».

Comment choisir ? Faut-il prendre le moins cher ? D’où viennent les différences ? Tiens, le « X kW » est différent dans chaque devis ?

En fait, les 3 propositions ne sont pas comparables. Certains chauffagistes comptent remplacer l’existant par une installation ayant exactement les mêmes fonctionnalités. D’autres proposent une installation dont la puissance est judicieusement revue à la baisse et dont la régulation répond aux standards de performance actuels.

Il est évident que cette dernière solution est de loin préférable si on veut optimaliser l’économie d’énergie réalisable.

À partir du moment où plusieurs centaines de milliers d’ € sont budgétisés pour remplacer des chaudières, autant optimaliser la dépense en réétudiant l’installation dans sa globalité, certaines adaptations étant même une obligation. Cela sous-entend :

le choix du combustible (gaz ou fuel),
le choix des nouvelles chaudières (intérêt de placer une chaudière à condensation, …),
le redimensionnement des chaudières,
la régulation des chaudières et aussi la régulation des circuits de distribution (et la coordination de celles-ci entre elles),
l’adaptation de la cheminée,
la mise en conformité de la chaufferie,
….

Il est également important d’examiner l’état du réseau hydraulique au moment du remplacement. En effet, il arrive que des chaudières neuves montées sur d’anciennes installations subissent au cours des premiers mois de fonctionnement, un embouage important, pouvant provoquer une détérioration irrémédiable. Dans le même ordre d’idée, la qualité de l’eau aura aussi toute son importance.

Évaluer les causes de rupture d’une chaudière.

Les analyses faites sur ces boues montrent que celles-ci sont dues au décollement et au déplacement, lors du remplissage, des boues qui se sont accumulées au fil des ans dans les circuits.

Au minimum, il faut rincer l’installation avant mise en route pour éliminer les résidus (soudure, graisse, filasse, sable, …) issus de la réalisation. De plus, si l’installation présente des traces importantes de corrosion interne, il est important de procéder à un désembouage complet : un système de désembouage (séparateur de boue) doit permettre de capter les boues avant leur entrée dans la chaudière. En complément, l’emploi de réactifs visant à disperser les boues et à faciliter leur capture peut s’avérer intéressant.

Remplacer une chaudière percée

Attention, la rupture d’une chaudière provient rarement d’un défaut de fabrication, mais plutôt d’une mauvaise exploitation :

condensations ou choc thermique dues à une régulation inadaptée,
défaut d’irrigation par embouage,
défaut d’irrigation par mauvaise conception du circuit de distribution,
…

Il est donc impératif d’éliminer la cause de rupture avant de procéder au remplacement, sous peine de voir la nouvelle chaudière subir, rapidement, les mêmes dommages que la précédente.

Pour en savoir plus sur les causes de rupture d’une chaudière.

Remplacer une chaudière d’un ensemble de chaudières de puissance moyenne

À l’heure actuelle, lorsqu’une chaudière traditionnelle dans un ensemble de chaudières doit être remplacée quelle qu’en soit la raison, on privilégiera une chaudière à condensation. D’une part, la technologie des chaudières à condensation est au point par rapport à tous les problèmes de corrosion liée à l’agressivité des condensats dans l’échangeur de la chaudière, d’autre part, le prix a sensiblement diminué.

D’un point de vue énergétique, on ne présente plus l’intérêt de la chaudière à condensation. L’objectif du remplacement d’une chaudière classique par une chaudière à condensation est donc bien de privilégier le fonctionnement de cette dernière pendant un maximum de temps. Dans cette configuration, la chaudière classique n’a plus qu’un rôle d’appoint en période froide lorsque la puissance de la chaudière à condensation n’est plus suffisante ou de « backup ».

Le remplacement d’une chaudière classique par une chaudière à condensation ne se fait pas en un coup de baguette magique ! Il est nécessaire la plupart du temps :

D’adapter l’hydraulique de l’installation tant au niveau de la production que de la distribution ;
De prévoir une régulation capable de concilier le fonctionnement de l’ensemble des chaudières.

Revoir la puissance de chaudière à la baisse

Comme développé ci-avant le surdimensionnement des anciennes chaudières est un fait avéré. Indépendamment du surdimensionnement « naturel » de la plupart des installations de chauffage, le projet de rénovation d’une partie de la chaufferie implique une réévaluation des besoins thermiques du bâtiment. En effet, différentes mesures de réduction des besoins ont pu être prises comme :

L’isolation partielle ou totale de l’enveloppe du bâtiment (remplacement des simples vitrages par des vitrages à basse émissivité isolation de la toiture, des murs, …) ;
Des actions URE sur des équipements comme la ventilation hygiénique par exemple.

Cette réévaluation peut être réalisée :

De manière simple, mais avec une bonne approximation, comme le calcul statique des déperditions (calcul du U*S*ΔT) ;
De manière plus sophistiquée, mais plus précise au moyen d’une simulation thermique dynamique déterminant les besoins de chaleur heure par heure tout au long de l’année.

Dans les deux cas, il est conseillé de faire appel à un bureau d’étude spécialisé en technique spéciale.

Si la rénovation se réalise sur des chaudières de faible puissance, faire appel à un bureau d’étude se justifie difficilement au niveau financier. Il n’empêche, c’est dans votre intérêt de sensibiliser l’installateur par rapport à ce surdimensionnement.

Une règle d’or : signalez-lui toutes les améliorations qui ont été réalisées sur l’enveloppe du bâtiment au cours des années ! C’est vous qui connaissez le mieux le bâtiment !

L’exemple ci-dessous montre qu’énergétiquement et financièrement parlant, le remplacement d’une chaudière classique à brûleur pulsé par une chaudière à condensation à brûleur modulant est intéressant.

Exemple 3 : dans un immeuble de bureaux, on décide de remplacer une des deux chaudières de 600 kW par une chaudière gaz à condensation en intégrant la notion de surdimensionnement :

> Situation de départ :

2 chaudières à brûleur à air pulsé (2 allures) de 600 kW de 1983, soit 1 200 kW installés pour un besoin réel maximal de 600 kW
fonctionnement en parallèle des chaudières
pertes à l’arrêt des chaudières : 0.2 %
rendement de combustion : 94 % en 1ère allure et 92 % en deuxième
rendement saisonnier de production calculé : 92.3 %
consommation annuelle : 155 000 litres de fuel par an

> Situation projetée :

1 chaudière existante est conservée
1 chaudière à condensation de 360 kW avec brûleur modulant
fonctionnement en cascade des chaudières
pertes à l’arrêt des chaudières : 0,2 %
rendement de combustion de la chaudière conservée : 94 % en 1ère allure et 92 % en deuxième
rendement de combustion de la chaudière à condensation : 108 % à 60 % de taux de charge et 106 % à 100 % de taux de charge
rendement saisonnier de production calculé : 105.6 %
consommation annuelle : 155 000 [litres/an] x 92.3 [%] / 105.6 [%] = 135 478 [litres/an]
gain énergétique : 19 521 [litres/an] (soit 15 %)
gain financier (à 0,8 €/litre en 2012) : 15 619 [€/an]

Adapter l’hydraulique de l’installation

Cas de chaufferie avec ECS préparée séparément

L’insertion d’une chaudière à condensation dans un ensemble composé de plusieurs chaudières de technologie ancienne risque immanquablement de perturber le fonctionnement des autres chaudières et des circuits secondaires.

À moins de remplacer à l’identique (déconseillé), ce n’est que trop rarement du « plug and go » ! Hydrauliquement parlant, il faut donc être très prudent et, en règle générale, faire appel à un bureau d’étude spécialisé.

Quel que soit le cas envisagé, l’objectif de l’adaptation du circuit hydraulique sera toujours le même : ramener de l’eau la plus froide possible au niveau de la chaudière à condensation !

Indépendamment de l’hydraulique, il est obligatoire, pour arriver à optimiser l’installation, de passer à une régulation de température de sortie chaudière GLISSANTE et variable en fonction de la demande et/ou de la température extérieure ! Il n’y a plus de limite inférieure puisque la chaudière est à condensation. La distribution de chaleur à température plus modérée améliore également les pertes de distribution !

De nombreuses installations existantes sont équipées :

soit d’un bouclage à l’extrémité du collecteur entre le départ et le retour (boucle A-B) ;
soit d’une bouteille casse-pression.

Collecteur bouclé et bouteille casse-pression.

Dans le cas d’un bouclage, celui-ci permet un retour chaud au niveau des chaudières. Ce bouclage est indispensable :

pour assurer la non-condensation des chaudières classiques ;
pour éviter les pompages des vannes-mélangeuses des circuits secondaires.

Lorsqu’on envisage de remplacer une des chaudières classiques par une chaudière à condensation, il est indispensable :

de maintenir une température de retour au-dessus de la température de condensation dans la chaudière existante ;
de continuer à garantir un équilibre hydraulique entre les circuits primaires et secondaires d’une part et, d’autre part, les circuits secondaires entre eux ;
de favoriser un retour froid au niveau de la chaudière à condensation.

Bref, on peut parler d’un casse-tête … belge ! Mais comme nous sommes les champions du compromis, il existe des solutions capables de répondre aux différentes exigences tout en garantissant le respect des exigences de fonctionnement de chaque équipement.

Dans ce qui suit, une méthode de modification de l’installation est proposée. Ce n’est certes pas la seule, mais elle permet de rassembler pratiquement tous les impératifs liés au fonctionnement conjoint d’une association de chaudières de générations différentes avec un circuit hydraulique existant. On notera toutefois qu’il est toujours nécessaire de vérifier l’implémentation hydraulique chez le fabricant.

Étape 1 : enlèvement du bouclage

Le bouclage n’est pas favorable au retour froid vers la chaudière à condensation. Par contre, le fait de vouloir le supprimer comme dans un collecteur ouvert risque de perturber l’équilibre hydraulique entre le circuit primaire et les circuits secondaires,

Bouclage enlevé.

Étape 2 : placement d’une bouteille casse-pression

Le placement d’une bouteille casse-pression évite les perturbations hydrauliques, mais ne garantit pas, quelle que soit la demande des circuits secondaires :

Un retour chaud pour l’ancienne chaudière ;
Un retour froid pour favoriser la condensation de la nouvelle chaudière ;
Un débit contrôlé dans chaque chaudière, dû au fait que le débit de la pompe primaire est fixe.

Placement d’une bouteille casse-pression : variante 1 et 2.

Étape 3 : individualisation des débits des chaudières

Le remplacement de la pompe primaire unique par une pompe individuelle à débit variable au niveau de chaque chaudière permet de les irriguer de manière totalement autonome vu que leur technologie est rarement la même (ancienne chaudière à grand volume d’eau ⇐⇒ nouvelle chaudière à faible volume d’eau). Le bouclage sur la chaudière existante permet d’assurer, quelle que soit la température de retour primaire à la sortie de la bouteille casse-pression la température minimale nécessaire à la non-condensation des fumées de combustion nécessaire à cette technologie de chaudière.

Individualisation des débits des pompes : variante 1 et 2

Cette configuration de l’hydraulique de la chaufferie est suffisante pour garantir la pérennité de l’installation, mais ne garantit toujours pas le contrôle de la température de retour à la sortie de la bouteille casse-pression.

Étape 4 : adaptation de la régulation

Une manière intéressante de garantir une température de retour froide à la sortie de la bouteille casse-pression est d’adapter en permanence les débits des pompes primaires de manière à respecter à tout moment la règle suivante : débit primaire Qp < débit secondaire Qs.

Lorsque le débit primaire < débit secondaire de la bouteille casse-pression, le retour côté primaire reste froid et garantit au niveau de la chaudière à condensation un retour froid. Cette disposition implique que la régulation de cascade des chaudières soit adaptée. Une manière d’y arriver est de contrôler la différence de température comme le propose la figure suivante : on régule le débit de la chaudière à condensation pour une maintenir une différence de température entre l’entrée côté primaire (Tp) et la sortie côté secondaire (Ts) de la bouteille casse-pression de l’ordre de 2°C. (Tp > Ts). Lorsque l’écart de température augmente, il faut augmenter le débit de la pompe de circulation de la chaudière, et inversement).

Adaptation de la régulation : variante 1 et 2.

Lorsque la demande de chaleur diminue, les vannes 3 voies ont tendance à se fermer et, par conséquent, le débit secondaire à diminuer, la température Ts augmente. Sans changer le débit de la pompe primaire de la chaudière à condensation, l’écart entre les températures Tp et Ts diminue. La régulation prévoira de diminuer le débit primaire de manière à respecter la loi selon laquelle le débit primaire < débit secondaire ;
À l’inverse, lorsque la demande de chaleur augmente, l’écart entre Tp et Ts augmente, nécessitant d’augmenter le débit de la pompe de la chaudière à condensation pour ramener cet écart à 2°C.

Cas où l’ECS est combinée avec le chauffage

Le remplacement d’une chaudière classique par une chaudière à condensation dans un ensemble de chaudières qui alimente à la fois des circuits statiques, des batteries chaudes de centrales de traitement d’air (CTA) et de l’ECS risquent de poser un problème si on n’y prend pas garde ! En réalité, tout est conditionné par le profil de besoin de chaleur :

> Une école, un immeuble de bureaux ont des consommations d’ECS généralement faibles et discontinues. L’adaptation de l’hydraulique peut être envisagée comme présenté ci-dessous. Pendant la production d’ECS, la chaudière à condensation ne travaillera pas dans des conditions optimales. Mais cette période est brève, ou la quantité de chaleur est faible.

Consommation faible d’ECS.

> Un hôpital, un hôtel, un magasin alimentaire, … ont un besoin d’ECS qui peut être important et relativement continu. Dans ce cas, l’exploitation optimale de la condensation de la chaudière devient difficile en considérant le schéma hydraulique envisagé jusqu’à maintenant. Une solution réside dans le choix d’une chaudière à condensation à un seul retour et à un surdimensionnement de l’échangeur de production ECS pour avoir des retour ECS les plus froids possible !! D’autre part, il y a lieu d’envisager dans ce cas de séparer la production ECS du chauffage !

Consommation faible d’ECS.

Adapter les régimes de température

Lors d’une rénovation de la chaufferie, le réglage des courbes de chauffe d’une installation de chauffage est naturellement dépendante de la performance énergétique de l’enveloppe du bâtiment :

> Sans changement de la performance de l’enveloppe, le besoin de chaleur reste le même et les régimes de température des circuits secondaires restent inchangés Le remplacement d’une chaudière classique par une chaudière à condensation risque d’être moins intéressant. Cependant, comme le montre le graphique suivant, pour un régime de température classique dans des bâtiments peu isolés de 90/70°C (100 % de charge) et sachant que, durant 75 % du temps de la saison de chauffe, les besoins en puissance de chauffage se situe en dessous de 60%, les températures de retour vers la production de chaleur sont sous 55°C ; ce qui implique qu’une nouvelle chaudière sur un tel circuit condense théoriquement pendant 75 % de la période de chauffe. Il est donc intéressant d’envisager la chaudière à condensation même sans ambition d’amélioration de la performance de l’enveloppe du bâtiment.

Courbe de chauffe : régime 90-70°C.

> En changeant la performance de l’enveloppe (remplacement des châssis vitrés, isolation des parois, placement d’un récupérateur de chaleur sur une ventilation hygiénique à double flux, …), le besoin de chaleur doit être revu à la baisse. Il n’est plus nécessaire de maintenir un régime de température de 90/70°C. Un régime de 80/60°C voire 70/50°C est plus approprié. En analysant le graphique ci-dessous, on constate que la plupart du temps la chaudière à condensation condense. Attention toutefois de ne pas trop réduire le régime de température sous peine de voir la chaudière traditionnelle condenser lorsqu’elle fournit un faible appoint à la chaudière à condensation. On « pourrait » observer ce phénomène lorsque les températures externes sont aux alentours des 0°C.

Courbe de chauffe : régime 90-70°C.

Adapter le conduit de cheminée

Vu que les températures de fumée à la sortie de la chaudière à condensation sont plus basses, le risque de condensation résiduelle dans la cheminée risque de la détériorer. Le coût du gainage du conduit de cheminée devra être pris en compte dans l’étude. Suivant la configuration de la chaufferie il peut être non négligeable.

Et les autres chaudières ?

Quand la décision est prise de remplacer une chaudière, il faut s’attendre à devoir investir dans le remplacement de la ou des autres chaudières composant l’ensemble. Si le remplacement de la première chaudière intervient suite :

À la vétusté de la chaudière, il est clair que la ou les autres chaudières risquent d’être dans le même état. Il s’ensuit qu’il sera nécessaire à terme de prévoir financièrement le remplacement de la ou des chaudières restantes.
À une étude énergétique et financière favorable, le remplacement de la ou des autres chaudières peut être envisagé de manière plus posée et sereine. On l’envisagera plutôt dans le cadre de l’utilisation rationnelle de l’énergie.

Traiter les condensats

En régime permanent, une chaudière gaz à condensation de 250 kW produit en moyenne environ 37.5 litres/h de condensats.

Ces condensats sont légèrement acides (H2O + CO₂). Le degré d’acidité est du même ordre de grandeur que celui de l’eau de pluie (pH : 3,8 .. 5,2). De plus l’acidité de ceux-ci est souvent compensée par le caractère plutôt basique des eaux d’entretien ménager. Ceci explique qu’il ne soit pas obligatoire de traiter les condensats avant leur évacuation à l’égout. Il sera fortement conseillé dans les grandes chaufferies de traiter quand même ces condensats en raison de leur importance relative par rapport au volume d’eau usée globalement traitée.

Dans le cas d’une chaufferie en toiture, il est recommandé de ne pas faire couler les condensats sur la toiture ou directement dans les gouttières (légère acidité, risque de gel et de bouchage des évacuations). Un conduit en matière synthétique raccordé directement à l’égout est indiqué.

Pour une chaudière à mazout à condensation, la neutralisation des condensats est obligatoire (ph 2,5, pratiquement de l’acide sulfurique…).

Remplacer une chaudière d’un ensemble de chaudières de grande puissance

Les chaudières à condensation de grande puissance (> 1 000 kW), à l’heure actuelle, ne sont pas courantes. Suivant les besoins, on envisagera des configurations différentes :

> On prévoit d’éliminer une des chaudières en fin de vie ! On remplacera avantageusement la chaudière existante par une chaudière HR équipée d’un condenseur externe. La chaudière existante restante pourrait être équipée d’un échangeur à condensation.

> On veut améliorer la performance énergétique de la chaufferie en tenant compte du bon état des chaudières existantes. Le simple placement d’un condenseur externe par chaudière sera très intéressant. Attention toutefois que l’on devra revoir le fonctionnement du brûleur (voire le remplacer) sachant que la résistance au passage des fumées augmente. Il est donc nécessaire, avant d’entreprendre ce genre d’adaptation, de se renseigner chez le fabricant.

Condenseur séparé.

Revoir la puissance de chaudière à la baisse

Le principe de diminution de la puissance de la chaudière HR est le même que celui appliqué pour la chaudière à condensation.

Dimensionner la puissance du condenseur séparé

Vu que le condenseur séparé se place à la sortie du conduit des fumées de la chaudière, il ne récupère que théoriquement 11 % de la chaleur de combustion (chaleur contenue dans la vapeur d’eau). Dès lors, le condenseur séparé sera dimensionné sur une base de l’ordre de 11 % de la puissance de la chaudière sur laquelle il est placé.

Adapter l’hydraulique de l’installation

Remplacement d’une seule chaudière HR équipée d’un condenseur

L’insertion d’une chaudière HR et de son condenseur externe dans un ensemble composé de plusieurs chaudières de technologie dépend de la technologie développée par le constructeur.

Le schéma ci-dessous donne un exemple de placement d’une chaudière de puissance importante de type HR avec un condenseur séparé :

Insertion d’une chaudière HR et d’un condenseur externe.

Pour ce type de chaudière à grand volume d’eau, la bouteille casse-pression est moins indispensable que dans le cas des chaudières à faible volume d’eau. Les pertes de charge y sont moins importantes et, par conséquent, les problèmes de déséquilibre hydraulique sont réduits. Une partie du débit de retour du collecteur de distribution est dévié vers le condenseur séparé (à raison de 10 % du débit total de retour). Afin d’éviter un retour froid au niveau de la chaudière HR, un « bypass » a été placé pour réchauffer le retour vers la chaudière avec une partie du débit de sortie de la chaudière.

Placement de condenseurs séparés sur les chaudières existantes

Dans l’optique de conserver les chaudières existantes (état correct lors de l’entretien annuel), l’adjonction d’un condenseur séparé sur chaque chaudière permettra de valoriser un maximum d’énergie avec comme objectif de s’approcher des 10 % théoriques d’énergie contenue dans la vapeur d’eau des fumées de combustion. Dans cette configuration, la chaudière existante devra être équipée d’un « bypass » lui assurant une température minimum de retour.

Insertion de 2 chaudières HR et leur condenseur externe.

Adapter les régimes de température

Le même principe que pour les chaudières de puissance moyenne peut être adopté, à savoir :

Lorsqu’on ne réduit pas les besoins thermiques du bâtiment, le régime de température (courbes de chauffe) reste inchangé. Tout comme la chaudière à condensation, on peut espérer que le condenseur séparé condensera 75 % du temps de la saison de chauffe lorsque le régime de température est 90/70 °C ;
En cas de réduction des besoins thermiques du bâtiment, on peut se permettre de revoir à la baisse le régime de température. On passera à un régime 80/60 °C pour des bâtiments de performance énergétique moyenne et 70/50 °C pour des bâtiments basse énergie.

Adapter le conduit de cheminée

Sur le même principe que les chaudières à condensation, à la sortie des condenseurs séparés, les températures de fumée sont plus basses. Le risque de condensation résiduelle dans la cheminée risque de la détériorer. Le coût du gainage du conduit de cheminée devra être pris en compte dans l’étude. Suivant la configuration de la chaufferie il peut être non négligeable.

Traiter les condensats

Tout comme les chaudières à condensations, les condensats du condenseur externe peuvent être évacués à l’égout.

Cependant, dans le cas de grosse unité de condensation, le traitement des condensats est conseillé.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Surfaces nécessaires des locaux en fonction du nombre de couverts

Surface cuisine + stockage + distribution + laverie

Au niveau d’un avant-projet, on peut grosso-modo considérer les surfaces suivantes :

Nombre de repas	Surface (m²/repas)
Jusqu’à 50	2
50 à 200	1,5
200 à 500	1
500 à 1 000	0,8
> 1 000	0,6

Surface restaurant

Type de restaurant	Surface (m²/place)
Restaurant scolaire ou universitaire	0,8 à 1
Restaurant d’entreprise	1 à 1,2
Restaurant « standing »	1,5 à 1,7

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir le type d’ascenseur

Critères de choix

Des critères de choix pour équiper un immeuble d’un ou de plusieurs ascenseurs relèvent principalement d’éléments :

constructifs tels que la hauteur de bâtiment, l’espace disponible au niveau des étages, la possibilité de placer une salle des machines au sommet de la gaine, stabilité du terrain, …
organisationnels comme le type de fonction du bâtiment, son occupation et son type de fonctionnement en garantissant une performance de confort et de trafic (rapport charge/vitesse),
de sécurité,
énergétique en considérant que la consommation et les appels de puissance doivent être limités,
…

Hauteur des immeubles

La hauteur de l’immeuble limite radicalement le choix de la technologie des ascenseurs à placer dans le sens où avec les ascenseurs hydrauliques la course est limitée à 18 m (4 à 5 étages).

Un ascenseur à traction s’impose !

Simplification constructive

Le placement d’équipements en hauteur pose problème, non seulement au niveau de la stabilité mais aussi au niveau accessibilité. En effet, une motorisation placée au sommet de la gaine d’ascenseur :

Nécessite de tenir compte du poids de la cabine, des câbles, du contre-poids (il est de l’ordre du poids de la cabine + 50 % de la charge), de la structure de la salle des machines, des équipements de la salle des machines, … Le poids total repose donc sur la structure du bâtiment (colonne ou mur de gaine porteur renforcé) et se reporte au niveau des fondations.
Peut imposer un volume construit inesthétique visible sur le toit.
Pose un problème d’accessibilité.
Réduit la compacité de la gaine (présence de la cabine et du contre-poids) et, par conséquent, la surface utile dans les étages du bâtiment.
…

Système à traction classique. Système hydraulique.

Heureusement pour les ascenseurs à traction, ces dernières années, la réduction importante du volume et du poids de la motorisation (« gearless » ou sans réducteur) et de sa commande (variateur de fréquence) ont permis de réduire drastiquement le poids et le volume des équipements au point de placer plus ou moins les systèmes à traction sur le même pied que les systèmes hydrauliques.

Performance de trafic

La charge et la vitesse influencent aussi le choix du type d’ascenseur. En effet :

Une charge importante à déplacer orienterait plutôt le choix du type d’ascenseur vers la technologie hydraulique, bien que les ascenseurs à traction soient capables de reprendre des charges importantes dans la plupart des applications du tertiaire.
Une vitesse de déplacement élevée (jusqu’à 2 m/s pour des ascenseurs d’immeubles tours) imposerait la technologie des ascenseurs à traction.

Ces critères sont établis lors du dimensionnement des installations d’ascenseurs en fonction :

de la population susceptible d’occuper le bâtiment,
du type de fonction du bâtiment (bureaux, hôpital, …),
du type d’occupation (plusieurs services différents, horaire fixe ou flexible),
…

Sur base de critères de performance tels que :

le débit relatif (en % de la population totale de l’immeuble déplacée en 5 minutes),
le temps d’attente moyen maximum (en seconde).

Pour en savoir plus sur le dimensionnement des installations d’ascenseurs, cliquez ici !

Performance de confort

Outre le temps d’attente moyen maximum et la vitesse de déplacement de la cabine, d’autres performances de confort interviennent dans le choix d’une technologie :

les accélérations et décélérations,
les mises à niveau de précision pour rester dans les tolérances conseillées par la norme NBN EN 81 (marche de 5 mm maximum entre le palier d’ascenseur et la cabine),
…

Sécurité

En terme de sécurité des personnes, par rapport aux risques liés au principe même de la technologie (traction et hydraulique), il n’y a pas de grande différence. Cependant, l’utilisation d’une quantité importante d’huile pour les ascenseurs hydrauliques complique la sécurité incendie et augmente le risque de pollution des sols de la salle des machines et du cuvelage de la fosse (voir la norme NBN EN 81-2 concernant les règles de sécurité pour la construction et l’installation des ascenseurs hydrauliques).

Critère énergétique

À ce niveau, on n’a pas encore parlé de l’énergie (honte à nous !). Pourtant, s’il y a bien un critère qui devrait intervenir dans le choix du type d’ascenseur, c’est le critère énergétique.

La consommation et l’appel de puissance (courant de démarrage) influencent directement le choix d’une technologie. En effet, de par la présence d’un contre-poids dans la gaine d’ascenseur à traction (la masse du contre-poids correspond à celle de la cabine plus 50 % de la charge nominale de la cabine), les consommations et les courants de démarrages sont réduits par rapport aux ascenseurs hydrauliques (à charge et à vitesse égales, la puissance est réduite d’un facteur 3).

Pour en savoir plus sur l’évaluation de l’efficacité énergétique des ascenseurs, cliquez ici !

Choix des ascenseurs à traction

Configuration classique

Ascenseur à traction classique.

Les ascenseurs à traction sont de loin les systèmes les plus couramment utilisés dans les immeubles du tertiaire. On citera comme avantages principaux :

la limitation des consommations et des appels de puissance,
la réduction des coûts de dimensionnement de l’installation électrique,
la maîtrise des chutes de tension sur le réseau,
la limitation des coûts de réserve de puissance,
une consommation d’huile dérisoire,
l’absence de limite de hauteur du bâtiment,
la grande plage de variation de vitesse,
…

Beaucoup d’autres avantages sont à mettre à l’actif des ascenseurs à tractiondepuis la percée des nouvelles technologies appliquées à la motorisation propre aux ascenseurs à traction. En effet :

Les moteurs sont de plus en plus compacts, performants et légers (« gearless » ou sans réducteur).
Les commandes et régulations de vitesse associée sont, à l’heure actuelle, souples, peu énergétivores et précises (variateurs de fréquence).
Les câbles deviennent souples, résistants et surtout légers.
…

Câble plat et câble en fibre de carbone.

Tous ces facteurs font en sorte que le poids de l’ensemble diminue beaucoup et permet d’arriver à des concepts, avec ou sans salle des machines, s’appuyant sur des structures plus légères qu’auparavant.

Les ascenseurs à traction sans salle des machines

Acsenseur sans salle des machines et motorisation « gearless ».

Les nouveaux systèmes de tractions, utilisant la technologie de motorisation sans réducteur (« gearless »), permettent d’éviter la conception de salle des machines au sommet de la gaine. Ce type configuration réduit les coûts liés :

À l’étude et la conception de la salle des machines.
Au surdimensionnement de la structure (stabilité moins contraignante au niveau des colonnes ou des murs porteurs de la gaine).

La construction et le placement d’un ascenseur représentent, d’après un constructeur, 4 à 5 % du coût total de construction d’un immeuble (référence à un immeuble d’appartements de 6 à 7 niveaux). Dans le secteur tertiaire, le coût engendré par les ascenseurs risque d’être encore plus conséquent sachant que le trafic est plus intense et donc les charges des cabines. La construction d’ascenseur sans salle des machines permet de réduire l’investissement de départ de l’ordre de 25 % (chiffre annoncé par un constructeur).

Le graphique suivant traduit les avantages financiers de la conception sans salle des machines :

Pour en savoir plus sur le choix de la motorisation des ascenseurs à traction, cliquez ici !

Choix des ascenseurs hydrauliques

Le choix d’un ascenseur hydraulique sera retenu lorsque :

la hauteur de l’immeuble est limitée à approximativement 18 m (4 à 5 étages),
la charge admissible est importante,
la vitesse n’est pas un critère de performance de trafic,
…

Cependant, comme vu ci-dessus, la motorisation de l’ascenseur hydraulique présente quelques gros inconvénients :

L’absence du contre-poids impose à l’ascenseur hydraulique de supporter la charge complète de la cabine. Des systèmes avec contre-poids ont été adaptés sur des ascenseurs hydrauliques, améliorant ainsi la consommation et les appels de puissance de la motorisation. Cependant, ce système perd de son intérêt puisqu’il impose le placement d’une suspension, une gaine de section plus imposante, …
La nécessité d’un local technique en sous-sol.
Les consommations sont plus importantes (de l’ordre de 170 %).
Les appels de puissance du groupe moto-pompe dépassent largement celles des motorisations à traction (appel de puissance 3 fois supérieur par exemple).
La présence d’huile en quantité importante impose des normes constructives exigeantes (cuvelage, local des machines avec ventilation adéquate, réglementation incendie sévère, …).
…

Au vu des nombreux inconvénients cités ci-dessus, le choix des ascenseurs hydrauliques reste marginal.

Pour en savoir plus sur le choix de la motorisation des ascenseurs hydrauliques, cliquez ici !

Configurations classiques

Essentiellement, on retrouve les ascenseurs avec vérin enterré et apparent. Les différents modèles permettent de tenir compte de critères :

de place,
de hauteur d’immeuble à desservir,
de stabilité de sol et de sous-sol,
de risque de pollution par rapport au sol et plus spécifiquement aux nappes phréatiques,
d’esthétique,
…

Vérin enterré et vérin apparent.

Pour en savoir plus sur les types d’ascenseurs hydrauliques, cliquez ici !

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir l’emplacement des luminaires dans les classes

Classes à aménagement fixe

La plupart du temps, les bancs des élèves sont alignés face au tableau, l’axe du regard étant parallèle aux fenêtres.

Les luminaires sont disposés en rampes parallèles aux fenêtres, de préférence entre les rangées de bancs, pour :

Éviter les risques d’éblouissement par les luminaires.
Profiter de l’éclairage naturel par une commande séparée des différentes rampes en fonction de l’éloignement à la fenêtre (zonage).
Éviter les ombres gênantes en compensant la lumière unidirectionnelle en provenance des fenêtres.
Assurer une bonne uniformité de l’éclairement dans le local en composant avec l’éclairage naturel.

Éviter les réflexions sur les bancs.

De plus

Les luminaires disposés le long de la façade vitrée seront rapprochés de celle-ci. À défaut, étant donné le plus faible coefficient de réflexion des fenêtres (ou des tentures, le cas échéant), un déséquilibre lumineux en résulterait le soir.

Les lampes situées derrière les tables des élèves risquent de créer des ombres portées sur le plan de travail. On arrêtera les rangées de luminaires au niveau des derniers bureaux. Ceci permettra également de ne pas éclairer inutilement le fond de la classe.

La disposition des luminaires en lignes continues permet une meilleure répartition des ombres au niveau des plans de travail (absence d’ombres marquées), puisque la lumière éclairant chaque plan de travail provient de multiples directions.

Prévoir un allumage séparé des luminaires du tableau. De plus en plus les professeurs ont à leur disposition des écrans lumineux pour projeter les cours. Dans ces conditions, il n’est donc pas nécessaire d’allumer l’éclairage du tableau.

Remarques.
Il est conseillé de placer les luminaires le long de la façade au plus proche de celle-ci pour garantir une bonne uniformité dans la répartition lumineuse de la lumière, excepté les 50 cm qui bordent les murs comme préconisé par les normes. Mais dans la plupart des cas, une école n’est pas utilisée en soirée ou pendant la nuit. Il peut donc parfois être innovant d’imposer des critères spécifiques au CDC comme par exemple que l’étude de l’éclairage doit montrer une luminosité de 300 Lux excepté dans les 50 cm qui bordent les murs intérieurs et les 2 m qui bordent la façade fortement vitrée. De facto, les tubes seront alors décentrés pour profiter de la lumière naturelle.

De même, bien que l’on conseille de placer les luminaires entre les bancs, pour éviter les reflets sur les bureaux, en pratique, cette indication est bien souvent théorique et très contraignante. Elle ne sera respectée que dans des cas très particuliers où le confort doit être parfait.
En effet, c’est le dimensionnement qui détermine le nombre de luminaires et donc l’emplacement des luminaires par rapport aux bancs. De plus, les bancs peuvent être de largeur variable d’une classe à l’autre. Les luminaires ne peuvent pas être placés en fonction de l’aménagement probable de la classe.

Classes à aménagement variable

L’élève n’a pas de position prédéfinie de travail.

La direction de l’éclairage naturel et la direction du regard des élèves varient avec la position particulière de chacun.

Dans ce cas, les luminaires n’ont pas de direction particulière d’émission. Ils seront disposés de manière à obtenir une répartition uniforme de l’éclairement.

Éclairage spécifique au tableau

Des luminaires asymétriques avec tubes fluorescents ou des spots avec lampes fluocompactes seront répartis sur toute la longueur du tableau (attention : longueur du tableau ouvert dans le cas de tableaux articulés). En outre, pour assurer une uniformité d’éclairement, les luminaires à tubes fluorescents seront toujours posés de façon jointive.

Les luminaires placés dans la zone bleutée ne donnent pas de réflexions gênantes sur le tableau. C’est dans cette zone qu’ils devront être placés.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir les auxiliaires de distribution

Choix des circulateurs

Point de fonctionnement et choix du circulateur

Le choix du circulateur est le rôle de l’auteur de projet (le bureau d’études) et fait suite au calcul des déperditions du bâtiment et des pertes de charge du réseau de distribution.

Pour en savoir plus sur les critères de dimensionnement du réseau de distribution et des circulateurs, cliquez ici !

Le circulateur sera choisi pour que son point de fonctionnement soit dans la zone de rendement maximal. Malheureusement, pour les petits et moyens circulateurs, les courbes de rendement ne se retrouvent pas dans la documentation des fabricants. Dès lors, il faut retenir que la zone de rendement maximal se situe généralement au milieu de la courbe caractéristique du circulateur (entre le 1er et le 2ème tiers de la courbe caractéristique).

Zone de rendement maximal d’un circulateur à 3 vitesses.

Dans le choix, il faudra tenir compte de la présence de vannes thermostatiques ou de vannes de réglage à 2 voies (par exemple sur des ventilos-convecteurs).

Courbes caractéristiques d’un circulateur et d’un circuit de distribution.
Lorsque les vannes thermostatiques se ferment le point de fonctionnement passe de A à B.
Le rendement du circulateur reste au voisinage de son maximum.

Notons que le cahier des charges type 105 de la régie des bâtiments impose aux grosses pompes un rendement minimal (par ailleurs élevé par rapport au matériel disponible sur le marché)&nbs

Puissance utile (P_ut)	Rendement minimal
put > 7,5 kW	80 %
7,5 kW > put > 3,5 kW	75 %
3,5 kW > put > 2 kW	70 %

Evidemment, on ne trouvera jamais (à l’exception des circulateurs à débit variable) un circulateur dont la courbe caractéristique passe exactement sur les caractéristiques de pression et de débit calculées.

En pratique, le concepteur choisit souvent le circulateur dont la courbe caractéristique passe juste au-dessus du point de fonctionnement théorique.

Ce choix implique presque toujours un surdimensionnement d’environ 40 % (et une consommation électrique 3 fois trop élevée (règles de similitude)). En effet :

La puissance thermique à fournir qui conditionne le calcul du débit nécessaire est, au départ, toujours exagérée (imprécision dans le calcul des déperditions, marges de sécurité, …).
Le calcul des pertes de charge comprend des facteurs de sécurité par exemple dans le calcul des pertes de charge singulières.
En rénovation, lorsque l’on calcule le débit à fournir sur base d’une puissance de chauffage installée qui est le plus souvent excessive (chaudière, corps de chauffe).

Le bon sens « énergétique » veut donc que la courbe caractéristique du circulateur soit plutôt choisie juste en dessous et le plus près possible du point de fonctionnement théorique.

Exemple.

Le plus souvent, le circulateur possède plusieurs vitesses (par exemple 3).

Choix d’un circulateur à 3 vitesses.

On choisira celui pour lequel le point de fonctionnement théorique se situe juste au-dessus de la courbe correspondant à la vitesse maximale.

Il faut préférer un plus petit circulateur travaillant à sa vitesse maximale qu’un circulateur plus gros travaillant à vitesse réduite. La consommation de ce dernier sera toujours plus élevée.

Le cas échéant, cela permettra, en outre, de diminuer la vitesse de fonctionnement pour corriger un surdimensionnement lié aux imprécisions de calcul.

Si le circulateur est choisi trop petit, c’est-à-dire si la courbe caractéristique du circulateur passe loin en dessous du point de fonctionnement théorique du circuit, le débit d’eau dans les parties les plus éloignées de l’installation risque d’être insuffisant. Le risque d’inconfort est cependant très faible.

Par contre, si en revanche, le circulateur est trop gros, c’est-à-dire, si sa courbe caractéristique se trouve loin au-dessus du point de fonctionnement théorique, cela entraînera une surconsommation électrique et favorisera les problèmes de circulation et les nuisances acoustiques.

En conclusion, il ne faut jamais surdimensionner un circulateur.

Il faut bannir le principe en vigueur mais tout à fait erroné qui veut que « plus c’est gros, mieux ça vaut » : « choisissons plus grand, on ne sait jamais… ».

Pour vérifier le dimensionnement des circulateurs, cliquez ici !

Exemple :

Trop peu de chaleur, pompe trop petite ?

Que se passe-t-il si on installe une pompe plus petite que ce qu’indique le dimensionnement ?

Le diagramme d’émission des corps de chauffe montre qu’en réduisant de 50 % le débit d’un radiateur, la puissance émise n’est réduite que de 20 %.

Puissance émise par un radiateur dimensionné en régime 90/70 en fonction de son débit (débit nominal = 100 %).

La perte de puissance est encore plus faible si la température de l’eau varie en fonction des conditions météo. Par exemple, pour un radiateur fonctionnant avec un régime d’eau 60/50, une réduction du débit d’eau de 30 % ne diminue que de 2 % la puissance du radiateur.

Pompe plus grande, plus de chaleur !

Cette inversion de la phrase est tout aussi fausse. Un débit plus important n’apporte qu’un faible supplément de chaleur. Par contre surdimensionner le débit des pompes peut entraîner des problèmes hydrauliques, souvent source d’inconfort dans certains circuits.

Pour en savoir plus sur les problèmes hydrauliques liés au surdimensionnement des circulateurs, cliquez ici !

Si le choix de la pompe la plus adaptée n’est pas possible, on choisira une pompe plus puissante et on augmentera la perte de charge du circuit par l’installation d’une vanne de réglage sur la conduite.

Protection du circulateur

Cavitation

La cavitation est la formation de bulles de vapeur qui éclatent dans certaines zones de la roue d’un circulateur. Ce phénomène est source de bruit, réduit la hauteur manométrique du circulateur et endommage le circulateur.

Roue de pompe très fortement endommagée par la cavitation.

Il apparaît lorsqu’une dépression est entretenue à l’aspiration du circulateur. C’est pourquoi, une pression minimale à maintenir à cet endroit, appelée NPSH, est mentionnée par les fabricants dans leur catalogue. Cette pression est entretenue grâce au vase d’expansion.

Cette donnée n’est importante que :

dans une construction basse (la hauteur entre le point le plus haut et le point le plus bas de l’installation est réduite),
pour une chaufferie disposée en toiture,
lorsque la hauteur et/ou la distance entre le vase d’expansion et le circulateur et/ou la chaudière sont grandes.

Corrosion

Les circulateurs sont pour la plupart protégés contre les effets de la corrosion directe. Par contre, ils peuvent être victimes de phénomènes survenus dans le reste de l’installation. En effet, le circulateur est un organe de précision en mouvement constant qui supporte mal la présence d’impuretés, de tartre et de produits de la corrosion. Ceux-ci provoquent l’usure des paliers et s’accumulent entre le rotor et la chemise d’entrefer.

Il en résulte un accroissement du frottement pouvant aller jusqu’au blocage. L’usure de la chemise d’entrefer peut aller jusqu’à la perforation, noyant le stator et provoquant un court-circuit.

Ces phénomènes sont de plus en plus importants avec les nouveaux circulateurs noyés car les vitesses augmentent et les tailles se réduisent. Il en va de même pour les différents orifices d’écoulement de l’eau dans le moteur. Les circulateurs sont donc de plus en plus sensibles aux impuretés présentes dans l’eau.

Ainsi, il faut tout mettre en œuvre pour limiter la corrosion dans l’installation et celle-ci doit être soigneusement rincée avant la mise en route. Le placement d’un filtre, en amont du circulateur est également conseillé.

Filtres.

Améliorer la maintenance et limiter les risques de corrosion.

Présence d’air

La présence d’air dans l’installation engendre, outre des problèmes de corrosion, une usure accélérée des coussinets du circulateur. Ceux-ci se grippent.

Pour éviter cela, il faut être attentif à :

ne pas placer un circulateur au point le plus élevé de l’installation,
placer des purgeurs aux points hauts.

De plus, incorporer un séparateur d’air sur le circuit constitue toujours un avantage supplémentaire. Certains circulateurs sont équipés d’origine d’une purge d’air automatique.

Isolation des circulateurs

Circulateur équipé d’origine d’une coquille isolante.

Les circulateurs, comme les vannes présentent des pertes de chaleur non négligeable. Les isoler par soi-même est peu recommandé car on risque de ne pas respecter les exigences de refroidissement des moteurs. Il est donc recommandé d’installer des circulateurs équipés d’origine d’une coquille isolante.

Régulation des circulateurs

Vitesse variable

Circulateur à vitesse variable.

Le choix de circulateurs à vitesse variable se justifie d’abord parce qu’ils permettent un réglage correct du débit lors de l’installation, évitant ainsi les « 40 % » de surdébit traditionnels avec des circulateurs à vitesse fixe.

Exemple.

Un circulateur doit fournir 8,6 m³/h pour une hauteur manométrique de 6 mCE (ou 0,6 bar ou 60 000 Pa).

Si on choisit un circulateur traditionnel à 3 vitesses, la vitesse réelle ne correspondra jamais au point de fonctionnement calculé.

Par exemple, comme on le fait encore souvent, on choisit une courbe caractéristique passant au-dessus du point de fonctionnement calculé.

Courbes caractéristiques du circulateur à 3 vitesses choisi.

Pour satisfaire les besoins, le circulateur sera réglé en vitesse 3 et absorbera une puissance électrique de l’ordre de 540 W. Son débit réel sera de 9,6 m³/h au lieu des 8,6 souhaités.

Si les radiateurs sont équipés de vannes thermostatiques, le surdébit se corrigera de lui-même. La pression dans le circuit augmentera, créant une gêne acoustique permanente et la surconsommation restera présente.

Par contre, si on choisit un circulateur à vitesse variable, la vitesse peut être réglée pour obtenir le point de fonctionnement souhaité.

Courbes caractéristiques du circulateur à vitesses variable
(remarque : on y constate la vitesse réglable en fonctionnement de nuit « min »).

La puissance absorbée par le circulateur est de l’ordre de 420 W.

Sur la saison de chauffe, le gain réalisé est de :

(540 [W] – 420 [W]) x 5 800 [h/an] = 696 [kWh/an] ou environ 45 [€/an] (à 6,5 [cents €/kWh] (heures pleines et heures creuses)).

Sans compter l’imprécision du calcul des pertes de charge qui peut être corrigé par le circulateur à vitesse variable.

Par exemple, si pour le débit de 8,6 m³/h, le bureau d’études a surestimé les pertes de charge de l’installation (8,5 mCE ou 85 kPa au lieu de 6 mCE ou 60 kPa). Le circulateur choisi est plus gros et le débit réellement fourni n’est pas de 8,6 [m³/h] mais de presque 12 [m³/h].

Points de fonctionnement de l’installation réel et calculé par le bureau d’études.
Le circulateur choisi rencontre moins de résistance que prévu. Son débit augmente donc.

La puissance absorbée par le circulateur n’est plus de 540 W mais de 960 W.

Dès lors, le gain réalisé en choisissant un circulateur à vitesse variable et en réglant correctement sa vitesse à charge nominale est de :

(960 [W] – 420 [W]) x 5 800 [h/an] = 3 132 [kWh/an] ou environ 204 [€/an] (à 6,5 [cents €/kWh] (heures pleines et heures creuses))

Pour un surcoût du circulateur à vitesse variable de l’ordre de 400 €.

Prix des circulateurs de la marque « x » (à titre indicatif).

Le deuxième intérêt est de pouvoir réguler la vitesse du circulateur et diminuer la puissance absorbée en fonction des besoins en débit de l’installation.

La régulation de base de la plupart des installations de chauffage dans le secteur tertiaire consiste en :

Une régulation de la température de l’eau circulant dans les corps de chauffe, au moyen de vannes mélangeuses.
Une régulation du débit circulant dans chaque corps de chauffe au moyen de vannes thermostatiques, de manière à ajuster le réglage dans chaque local individuellement.

C’est dans ce type d’installation que se justifie le plus les circulateurs à vitesse variable, en lieu et place de la traditionnelle soupape de pression différentielle.

Soupapes différentielles placées sur des circuits équipés de vannes thermostatiques.

Il est difficile d’estimer le gain supplémentaire que l’on peut ainsi réaliser. En effet, cela dépend de la réduction totale de débit résultant du fonctionnement des vannes thermostatiques (ou de vannes 2 voies de régulation, pour les ventilos convecteurs) et qui est fonction de la quantité d’apports gratuits dont bénéficient les différents locaux. Pour fixer les idées nous nous baserons sur l’exemple précédent :

Exemple.

Considérons un bâtiment nécessitant une puissance de chauffage de 200 kW (débit nécessaire : 8,6 m³/h pour une hauteur manométrique de 6 mCE), répartie en deux façades nord et sud. Un seul circuit dessert l’ensemble de l’immeuble et des vannes thermostatiques sont installées sur les radiateurs de la façade sud pour tenir compte de l’ensoleillement.

En première approximation, on peut se dire que durant 1 000 h/an (durée d’ensoleillement durant la saison de chauffe), les vannes thermostatiques de la façade sud peuvent se fermer, réduisant ainsi de 50 %, le débit nécessaire de l’ensemble du réseau (dans le cas d’une école, les vannes se fermeront quand une classe sera remplie …).

Si en fonction de la fermeture des vannes, le circulateur diminue sa vitesse tout en réduisant linéairement la pression du réseau, sa puissance absorbée passera de 420 [W] à environ 220 [W], ce qui permet une économie de :

(420 [W] – 220 [W]) x 1 000 [h/an] = 200 [kWh/an] ou 22 [€/an] (à 11,16 [cents €/kWh] en heures pleines)

Loi de variation de vitesse

Les circulateurs à vitesse variable peuvent être régulés soit en maintenant une pression constante aux bornes du circulateur, soit en réduisant la pression suivant une loi linéaire.

Lorsque les vannes thermostatiques se ferment, le circulateur réduit sa vitesse pour maintenir une hauteur manométrique constante (le point de fonctionnement passe de B à D) ou en réduisant la hauteur manométrique (le point de fonctionnement passe de B à E).

La pression constante sera appliquée dans les circuits avec tronçon commun (véhiculant l’entièreté du débit) à faible perte de charge (circuit commun court) et dans les installations avec chauffage par le sol régulé pièce par pièce.

La pression décroissante sera appliquée dans les autres cas, c’est-à-dire dans le cas d’un tronçon commun à forte perte de charge (circuit commun long).

Pour en savoir plus sur la régulation de vitesse des circulateurs en fonction de la fermeture des vannes thermostatiques, cliquez ici !

Arrêt des circulateurs

Si une vanne se ferme (vanne 3 voies) ou si le brûleur s’arrête, signifiant l’absence de besoin de chauffage, par exemple au moment de la coupure nocturne, il est inutile de maintenir les circulateurs en fonctionnement. Cela doit être prévu dans la régulation globale de l’installation, de même qu’une temporisation (d’environ 6 minutes) à l’arrêt pour permettre une évacuation complète de la chaleur contenue dans l’eau.

Les régulateurs permettant cette fonction comprennent généralement aussi une fonction « dégommage » des circulateurs. C’est une fonction qui remet les pompes en marche pendant 30 secondes, par exemple toutes les 24 heures. Pour éviter l’entartrage et le blocage de celles-ci. Cette fonction peut également être appliquée aux vannes motorisées.

Réduction de vitesse

En période de ralenti de chauffage, commandé par la régulation centrale, les vannes thermostatiques s’ouvrent en grand car leur consigne n’est plus satisfaite. C’est paradoxal, les besoins sont alors minimaux et le débit maximal.

Pour éviter cela, les circulateurs électroniques (ou à vitesse variable) offrent la possibilité d’un abaissement de vitesse en période de ralenti de chauffage. Cette régulation permet une diminution importante du débit et de la consommation électrique, notamment la nuit.

La contribution des circulateurs à l’intermittence du chauffage peut donc s’articuler globalement comme suit :

arrêt des circulateurs au moment de la coupure et de la fermeture des vannes,
fonctionnement en vitesse minimale, une fois la consigne de température de nuit atteinte et maintien du bâtiment à cette température,
relance en vitesse maximale.

Courbes caractéristiques d’un circulateur à vitesse variable.
Le passage en vitesse de nuit permet une diminution de la puissance électrique à moins de 150 W.

Cas particulier des hydro-éjecteurs

Traditionnellement, les circuits hydrauliques secondaires sont équipés de vannes mélangeuses à 3 voies et de leur propre circulateur. Il existe une alternative « énergétiquement » intéressante à ce type d’installation : les hydro-éjecteurs.

Installation avec hydro-éjecteurs.

La technique des hydro-éjecteurs s’adapte quasiment à toutes les installations de chauffage. Ils permettent de remplacer, de façon efficace et économique, les installations avec vannes 3 voies mélangeuses et circulateurs secondaires.

Circuit traditionnel, par exemple avec circuit en boucle ouverte et circulateur de by-pass pour garantir un débit minimal dans la chaudière.

Circuit avec hydro-éjecteurs.

Investissements évités pour une installation avec hydro-éjecteurs	Investissements supplémentaires pour une installation avec hydro-éjecteurs
Vannes 3 voies. Circulateurs des circuits secondaires.	Hydro-éjecteurs motorisés (10 % plus cher qu’une vanne 3 voies).
Câblage et distribution électrique nécessaires aux circulateurs des circuits secondaires.	Augmentation de la taille de la pompe primaire et souvent installation d’une pompe de réserve.
Liaisons de contrôle entre la régulation et les circulateurs.	Régulation de vitesse du circulateur (parfois prévue aussi sur une installation traditionnelle).

Une étude publiée dans le magazine « Chaud, Froid, plomberie » de février 98 montre les résultats obtenus en Autriche en comparant, sur divers projets, la solution conventionnelle des vannes 3 voies et la solution des hydro-éjecteurs, et ce, au niveau de la consommation électrique des auxiliaires et au niveau de l’investissement.

Les conclusions que l’on peut tirer de cet article peuvent être synthétisées comme suit :

La puissance totale installée de circulateurs installée (et la consommation qui y est liée) est toujours inférieure dans le cas des hydro-éjecteurs.
L’économie d’investissement liée à la solution des hydro-éjecteurs est de l’ordre de 4 à 7 %.

En conclusion, on peut dire que les hydro-éjecteurs constituent une solution qui va dans le sens de la diminution de consommation des auxiliaires. C’est également une solution éprouvée dans de nombreux bâtiments tertiaires publics. Les auteurs de projet semblent cependant peu enclins à l’ utiliser, peut-être parce qu’elle nécessite un calcul plus précis de l’installation.

Notons que l’on peut combiner les hydro-éjecteurs et les vannes 3 voies. Par exemple, dans le cas d’une installation avec un collecteur très étendu, il peut être intéressant d’équiper les derniers circuits de vannes 3 voies et d’un circulateur secondaire, pour ne pas obliger la pompe primaire à maintenir une pression importante en bout de collecteur pour alimenter correctement les derniers hydro-éjecteurs.

Choix du vase d’expansion

Vase d’expansion à pression variable.

Le rôle du vase d’expansion est primordial pour la survie de l’installation. C’est en effet lui qui va :

absorber le volume de dilatation de l’eau lorsqu’elle chauffe et éviter l’ouverture intempestive des soupapes de sécurité,
éviter un échappement de vapeur par les soupapes de sécurité en cas de surchauffe de courte durée,
maintenir une réserve d’eau pour couvrir des pertes du réseau,
empêcher les dépressions dans l’installation et donc les entrées d’air dans l’installation.

et limiter ainsi les risques :

de corrosion par entrées d’air et/ou ajout d’eau,
de cavitation et la détérioration de certains éléments (vannes, restrictions, … ).

Vase d’expansion à pression variable ou à pression constante

Vase d’expansion à pression variable et à pression constante.

Le vase fermé à pression variable et quantité d’air fixe s’applique aux petites installations dont le volume d’expansion est inférieur à 100 litres et où la hauteur statique de l’installation n’excède pas 25 m, pour une pression de sécurité réglée à 3 bars.

Le vase fermé à pression constante et quantité d’air variable, c’est-à-dire le vase d’expansion automatique avec compresseur, s’applique aux grandes installations. Dans ce cas, le choix d’un vase d’expansion traditionnel sera soit impossible, soit économiquement non rentable ou bien posera des problèmes quant à l’espace disponible (le volume d’air total du vase devient trop grand par rapport au volume d’expansion).

Ci-après est repris un tableau aidant au choix du type de vase.

Choix du système d’expansion en fonction du volume d’expansion V_expet du facteur de pression F_p(données calculées dans le dimensionnement du vase).

Dimensionnement du vase d’expansion

Si on résume le rôle du vase d’expansion en disant qu’il doit permettre :

l’augmentation du volume de l’eau chauffée,
le maintien sous pression de l’installation même quand elle se refroidit.

On comprend aisément que celui-ci ne posera des problèmes que s’il est sous-dimensionné.

Le choix d’un vase d’expansion correctement calculé est donc primordial. Le dimensionnement ne peut se faire au « pifomètre » et contrairement aux autres équipements d’une installation de chauffage, on peut émettre le postulat qu’un vase d’expansion ne sera jamais trop grand.

L’inverse est par contre vrai et dangereux pour l’installation.

Pour en savoir plus sur le dimensionnement d’un vase d’expansion, cliquez ici !

Ce dimensionnement consiste à calculer le volume du vase d’expansion, mais aussi sa pression de gonflage et aussi la pression de remplissage de l’installation à froid.

Emplacement du vase d’expansion

Un mauvais emplacement du vase d’expansion peut occasionner des corrosions graves et des anomalies de fonctionnement.

En effet, les positions relatives de ce dernier et de la pompe de circulation peuvent contribuer à des entrées d’air parasites par dépressions accidentelles (n’oublions pas qu’une installation est en principe étanche à l’eau, elle ne l’est pas à l’air, notamment aux joints et aux bourrages).

Situations acceptables

D’une manière générale, le vase d’expansion doit toujours être raccordé sur le retour chaudière, le plus près possible de celle-ci et en amont du circulateur (à l’aspiration du circulateur).

Circulateur sur le départ et vase d’expansion sur le retour : évolution de la pression dans le circuit.
1. perte de charge des conduites, 2. perte de charge de la chaudière, h_mhauteur manométrique du circulateur.

L’évolution de la pression dans le circuit montre que le risque de dépression dans le circuit très faible, même lorsque la pression est peu élevée. De plus, la membrane d’expansion est à l’abri des températures trop élevées. Cette configuration convient aux grandes installations avec pertes de charge totales importantes et grandes différences de hauteur.

Circulateur sur le retour entre la chaudière et le vase d’expansion : évolution de la pression dans le circuit.
1. perte de charge des conduites, 2. perte de charge de la chaudière, h_m hauteur manométrique du circulateur.

Cette configuration est encore meilleure pour éviter les risques de dépression. Elle convient aux installations avec faibles pertes de charge totales, avec différences de hauteur limitées et chaudière à forte perte de charge.

A proscrire absolument

Circulateur sur le départ et vase d’expansion après le circulateur : évolution de la pression dans le circuit.
1. perte de charge des conduites, 2. perte de charge de la chaudière, h_m hauteur manométrique du circulateur.

L’évolution de la pression dans le circuit montre qu’il y a en permanence des risques de dépression dans les circuits et donc des risques d’entrée d’air. De plus, la membrane du vase est soumise aux sollicitations dynamiques du circulateur et à des températures élevées.

Dans les circuits équipés dune vanne mélangeuse

Le circulateur se place juste après la vanne et le vase d’expansion se place sur le retour, le plus près possible de la chaudière.

Dans les installations importantes

Lorsque les installations sont importantes (immeubles à appartements) on peut prévoir un ou plusieurs vases intermédiaires afin que la membrane ne soit pas exposée à des températures trop élevées faute de quoi son vieillissement et la diffusion au travers de celle-ci s’accélèrent.

Vase d’expansion avec vase tampon (1) : le vase tampon est intéressant lorsque la température au droit du point de raccordement est en permanence supérieure à 60°C. Son volume doit au moins être égal à 20 % du volume d’eau net du vase d’expansion.

Quelle que soit la taille de l’installation, il est interdit de placer plusieurs vases d’expansion en divers points de l’installation. On ne peut donc installer qu’un seul vase d’expansion par installation. Si plusieurs vases sont installés, il doivent obligatoirement se trouver l’un à côté de l’autre. Ce sera le cas pour les gros vase d’expansion que l’on séparera en deux pour garantir une sécurité de fonctionnement en cas de défaillance d’un des deux.

Choix de l’appoint en eau

Beaucoup d’installations de grande taille sont équipées d’un système d’appoint en eau automatique. Ce système est intéressant pour compenser automatiquement le faible pourcentage de fuites inévitables dans de telles installations et les pertes de pression associées aux purgeurs automatiques.

Attention, cependant car on ne contrôle plus la quantité d’eau qui est rajoutée dans l’installation. Ceci risque de conduire à des corrosions internes importantes.

Il est donc impératif de combiner un système de remplissage automatique avec le placement d’un compteur d’eau qui doit être relevé régulièrement.

Ce compteur d’eau peut également être très utile dans une installation à remplissage manuel, pour se rendre compte de la quantité d’eau rajoutée annuellement.

Organes d’équilibrage

La distribution dans les installations de chauffage, malgré son apparente simplicité pour le profane reste souvent le maillon délicat entre la chaudière et les utilisateurs. Et pourtant elle conditionne l’efficacité énergétique de l’ensemble de l’installation, au même titre que la qualité des chaudières ou de la régulation.

Évaluer

Pour s’en convaincre, il suffit de voir l’ensemble des problèmes de confort et la surconsommation imputables à un défaut du réseau hydraulique. Par exemple :

Il est impossible de régler une courbe de chauffe si les conséquences de ce réglage sont différentes en fonction de la bonne irrigation du corps de chauffe,
Ou de faire fonctionner un optimiseur si la durée de remise en température varie d’une zone à l’autre en fonction de la répartition des débits,
…

La qualité de la distribution se joue lors des 4 étapes qui conduisent à l’exploitation de l’installation :

le choix du principe,
le dimensionnement,
la réalisation,
et la mise au point.

Cette dernière étape est importante car c’est elle qui met en état de fonctionnement une installation qui jusque-là n’était faite que d’un assemblage d’équipements. Dans la mise au point, c’est l’équilibrage qui permet d’obtenir la répartition équitable des débits d’eau chaude dans chacun des circuits de l’installation. Cette étape est indispensable car même le dimensionnement le plus précis ne permet pas d’obtenir une installation prête à fonctionner correctement, ne fut-ce que parce que les équipements sur le marché (caractéristiques des pompes, diamètres de conduites) ne permettent pas un nombre infini de choix. Il ne faut surtout pas la négliger lors de la réception de l’installation, sous prétexte qu’à ce moment, aucun problème de confort n’est apparent.

Pour équilibrer les circuits d’une nouvelle installation, il faut :

calculer l’installation et le débit à obtenir,
installer les organes d’équilibrage au niveau de chaque circuit,
calculer de façon théorique les réglages à effectuer,
vérifier la correspondance entre les débits calculés et mesurés effectivement sur les organes de réglage et corriger le réglage si nécessaire.

C’est le rôle d’un metteur au point ou de l’installateur.

Choix d’une vanne d’équilibrage

Il faut donc prévoir dans toute nouvelle installation des vannes de réglage. Celles-ci ne peuvent être choisies n’importe comment. En effet, si une vanne est trop grande, non seulement elle est plus chère, mais en plus elle devra être réglée près de sa position de fermeture, ce qui lui fait perdre de la précision.

Robert Petitjean dans son ouvrage « Equilibrage hydraulique global » préconise de toujours choisir une vanne d’équilbrage dont la perte de charge en position ouverte et pour le débit voulu est supérieure à 3 kPa. En dessous de cette valeur, la précision sur la mesure de débit est, en effet, réduite. En tout cas, le diamètre de la vanne choisie ne pourra jamais être plus grand que le diamètre de la conduite.

Pour permettre un réglage correct, les vannes de réglage choisies doivent de préférence être équipées d’une prise de pression permettant de calculer ou de mesurer directement (au moyen d’un appareillage spécifique) le débit de chaque circuit.

Le placement de vannes automatiques (ou régulateurs de pression différentiel) qui assurent le maintien d’une différence de pression constante au pied de chaque colonne facilite l’équilibrage car le réglage correct de la vanne n’est plus influencé par le réglage des circuits voisins, ce qui est le cas avec les vannes à réglage fixe. Le surcoût de ces vannes est ainsi compensé par la facilité de réglage. Ces vannes permettent également de maintenir un équilibrage correct, même lorsque les débits varient dans les circuits (fermeture de vannes thermostatiques). En ce sens, elles sont cependant en concurrence avec les circulateurs à vitesse variable, « énergétiquement » plus intéressants.

Equilibrage au moyen de régulateurs de pression différentielle.
Une vanne est placée sur la conduite de départ et la conduite de retour.
La vanne automatique mesure la différence de pression entre le départ et le retour de chaque colonne
et règle son ouverture pour maintenir cette dernière constante.
Ce type de vanne remplace également les soupapes de pression différentielle
couramment utilisées dans les circuits comprenant des vannes thermostatiques.

Où placer une vanne d’équilibrage ?

Théoriquement, on place une vanne d’équilibrage au niveau de chaque corps de chauffe (té de réglage ou vanne thermostatique préréglable) pour obtenir une répartition correcte des débits.

Té de réglage.

Cependant, la modification d’un réglage va perturber toute la répartition et demander des corrections fastidieuses (et donc coûteuses).

C’est pourquoi, il faut essayer de découper l’installation en plusieurs zones équilibrées entre elles. Ainsi, la perturbation due à une intervention à un endroit peut être compensée par une correction sur un nombre plus réduit de vannes de réglage.

Chaque circuit, connecté en parallèle sur une bouche de distribution constitue une zone d’équilibrage. Par exemple, si les différents corps de chauffe d’une zone sont équilibrés entre eux, une modification du réglage de la vanne de la zone modifiera dans la même proportion le débit dans chacun des corps de chauffe.

Tous les circuits (a fortiori, les corps de chauffe, dont le té de réglage n’est pas représenté ici) raccordés en parallèle sur un même collecteur (c’est-à-dire chaque branche d’un tronc commun) sont équipés dune vanne de réglage permettant de répartir le débit entre eux.

Vanne d’équilibrage sur le départ ou sur le retour ?

Cela revient au même, puisque le débit qui passe dans le retour est le même que celui qui passe par le départ. Il est recommander de placer la vanne dans le sens où le débit aura tendance à l’ouvrir car c’est dans cette position de la mesure de débit sera la plus précise et les bruits de circulation les plus faibles. Une vanne placée sur le retour a moins de pertes thermiques car la température de l’eau qui y circule est moindre.

Il faut également que la vanne soit placée dans un endroit accessible et à l’abri des turbulences :

Sections droites minimales de part et d’autre d’une vanne d’équilibrage.

Pour en savoir plus sur l’équilibrage d’une installation de chauffage : cliquez ici !

Limiter le nombre de vannes

Il est évident qu’isoler les vannes permet de diminuer fortement leurs pertes.

Pour s’en convaincre : cliquez ici !

Ce à quoi on ne pense pas toujours, c’est que l’on peut aussi limiter le nombre de vannes. Par exemple, une vanne d’équilibrage peut souvent servir de vanne d’isolement tout en conservant la mémoire de son réglage d’origine. Il est donc inutile de les doubler par une vanne d’isolement.

Dans le même ordre d’idée, les vannes taraudées présentent moins de pertes que les vannes à brides. Il faut donc les préférer lorsque cela est possible.

Purgeurs, séparateurs d’air, récupérateurs de boues

Que faut-il penser de ces éléments qui peuvent être installés dans le réseau de distribution pour faciliter son exploitation ?

Les purgeurs automatiques

Les purgeurs automatiques permettent d’évacuer l’air d’une installation sans intervention manuelle. Cela peut être intéressant dans des zones peu accessibles.

1. ouverture d’évacuation d’air 2. valve d’évacuation
3. mécanisme d’évacuation 4. compartiment à air
5. niveau d’eau 6. flotteur 7. raccordement d’entré

Purgeur automatique : l’air monte dans le purgeur et remplace l’eau.
Le flotteur s’abaisse et le soupape s’ouvre laissant s’échapper l’air.

Toutefois, il faut se méfier de la fiabilité des soupapes d’obturation à flotteur (il existe bien sûr des fabrications plus élaborées que d’autres au point de vue fiabilité). En effet, la moindre impureté flottant sur le plan d’eau peut s’intercaler entre le siège et la soupape de fermeture entraînant une fuite permanente du purgeur. Ce problème est souvent détecté tardivement, il correspond à des appoints d’eau supplémentaires et à une corrosion de tuyaux en raison du ruissellement sur la surface extérieure (bien souvent sous l’isolant des colonnes). La conséquence pratique est parfois une fissuration longitudinale de la tuyauterie après 10 ans de ces mauvaises conditions !

De plus, le fonctionnement d’un purgeur automatique peut s’inverser c’est-à-dire qu’en raison d’un défaut d’expansion, la contraction du volume d’eau durant l’arrêt du chauffage va provoquer une entrée d’air facilitée via le purgeur automatique, ce qui sera source de corrosion.

Le bon sens veut donc que l’on s’attaque en premier lieu à la cause du problème : si un circuit fermé contient de l’air … c’est qu’il n’est pas suffisamment étanche. Un vase d’expansion mal dimensionné ou défectueux, la présence de certains matériaux synthétiques, des remplissages fréquents, d’autres causes d’origines chimique ou technique (installation mal entretenue) peuvent être à l’origine de l’introduction d’air ou de la formation de gaz (corrosion de aluminium et formation d’hydrogène).

Donc, la première règle est de chercher les causes de la présence d’air ou de gaz et d’y remédier.

Pour ces diverses raisons, il faut considérer les purgeurs automatiques comme élément à n’utiliser que lors des remplissages généraux, et il faut absolument les faire précéder d’un robinet d’isolement qui sera rapidement fermé durant le service normal de l’installation.

Les séparateurs d’air

Le séparateur d’air est un dispositif basé sur l’un ou l’autre procédé d’obtention de coalescence des micro bulles présentes dans l’eau.

Séparateur d’air (équipé d’un purgeur automatique).

Le séparateur peut contribuer à éliminer un maximum d’air en un point accessible, contrôlable (il aura lui-même en général un purgeur automatique).

Placé sur le retour général, pour une chaufferie en point haut, il centralise parfois mieux l’air et éviter des poches dans les chaudières. Placé sur le départ en aval des chaudières, il élimine les bulles libérées lors du chauffage d’une eau neuve.

Il ne constitue pas une nécessité technique. Ces solutions sont coûteuses et ne doivent être retenues qu’en cas d’urgence ou s’il s’avère impossible de résoudre les causes originelles des problèmes.

Les récupérateurs de boues

Les pièges à boues les plus simples (et très efficaces) consistent en un cylindre vertical de 3 à 5 fois le diamètre du tuyau, ce dernier étant soudé dans le tiers supérieur (il existe bien sûr des fabrications en tout genre, mais la solution « à chicanes » ne donne pas plus de résultats en raison notamment des remous et des profils de vitesses).

Récupérateur de boue.

Il faut considérer que la formation de résidus solides dans les installations modernes est quasi inévitable, en raison des matériaux et effets catalytiques éventuels. Pour ces raisons, le placement d’un piège à boues en partie basse du retour est à conseiller.

Il y a lieu de vider régulièrement le contenu accumulé ! en présence de quantités importantes de magnétite (Fe₃O₄) le piège à boues n’est pas suffisant pour une sédimentation efficace, il faut alors recourir à d’autres solutions (circuits de filtration magnétique etc).

Rappelons cependant que seul un traitement d’eau correctement adapté, après analyse préalable, constitue la manière de traiter l’installation contre la corrosion.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Sensibiliser les utilisateurs

Placer des compteurs d’eau chaude

Une enquête en Suisse a montré que le placement de compteurs individuels dans un immeuble à appartements diminue la consommation d’eau chaude de 25 à 30 %. Alors, la même enquête en Belgique :… nous n’osons pas imaginer !

Si le réseau s’y prête, le placement de compteurs permet de responsabiliser les différents acteurs. Il est en effet très facile de budgétiser le coût correspondant aux m³ d’eau chaude puisés et de les facturer aux consommateurs.

Mesures	Pour plus d’infos sur la technique de mesure de l’eau.
Évaluer	Pour plus d’infos sur l’évaluation du coût de l’eau.

Sensibiliser à l’utilisation modérée de l’eau chaude

Décentraliser la facture énergétique vers les postes consommateurs

La réduction des consommations passe également par une responsabilisation
des usagers.

Sont-ils au courant du prix de l’eau ? (+/- 2,5 € du m³).

Et de l’eau chaude ? (+/- 5 € du m³;). Et que donc un bain revient environ à 0,6 € ?

Ces chiffres peuvent être adaptés à un bâtiment particulier (à augmenter si chauffage électrique, par exemple). Pour plus d’infos.

Une information au personnel sur les factures annuelles pour l’entreprise ou l’institution en chauffage, en eau chaude sanitaire, … sera la bienvenue.
Plus elle sera précise, plus elle touchera les acteurs (budget de la cuisine, de la blanchisserie, …).

Dans un home pour enfants près de Hannut, le directeur a proposé aux équipes éducatives de chaque « unité de vie » de gérer leur propre budget global de fonctionnement.

Notamment, un budget « linge » a été instauré, sur base d’un tarif auprès de la buanderie. Du jour au lendemain, le volume à nettoyer a baissé de moitié ! Les éducateurs préférant garder du budget pour faire des activités avec les enfants, bien sûr.

Le directeur a même surpris l’un ou l’autre éducatrice à ramener du linge à laver chez elles, pour diminuer encore ce poste…!

Bien sûr, il faut éviter une dérive et ne pas éviter de remplacer un drap souillé, par exemple. Mais auparavant, on remplaçait systématiquement tous les draps chaque jour.

Sensibiliser par des affiches visuelles, si possible humoristiques.

Des affichettes simples peuvent rappeler des gestes de tous les jours, sans pour autant nuire au confort des usagers.

Ainsi, dans un lieu d’hébergement, on pourrait rappeler dans les sanitaires :

d’éviter de laisser couler l’eau lorsqu’on se lave les dents,
d’éviter de laisser couler l’eau lorsqu’on se rase,
de se laver les mains avec l’eau froide en priorité,
de préférer la douche au bain,
…

« Du bon usage du bouchon »,
manuel en 3 tomes paru aux Éditions du Siphon.

Même si nous manquons d’affiches spécifiques à l’eau chaude sanitaire, consultez notre banque de données ou piquez schémas et photos dans le présent outil d’information : ils sont libres de droits, sauf si une mention contraire est apportée.

Sensibilisation

Pour plus d’info sur l’organisation d’une campagne de sensibilisation.

Sensibiliser à intervenir rapidement en cas de fuite

L’idée est ici d’organiser la chaîne d’intervention

L’utilisateur sait-il ce qu’il doit faire lorsqu’il constate qu’une chasse d’eau fuit, ou que le robinet d’eau chaude n’est plus étanche ?
Le personnel technique est-il lui-même sensibilisé à intervenir rapidement en cas de fuite ?

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’efficacité énergétique du poste ventilation

Analyse quantitative

Cette analyse est purement indicative, elle ne peut constituer à elle seule un critère de décision.

En effet, il est très difficile de donner des valeurs de consommation de référence car elles varient très fort en fonction de facteurs indépendants de l’énergie (hygiène, organisation, choix culinaires, etc). La ventilation peut être plus élevée car on a choisi une cuisine avec beaucoup de friture, grill, cuisson à la sauteuse. En effet, cette cuisson demande des débits d’extraction plus élevés.

Ainsi, si on compare, du point de vue énergétique, sa cuisine avec d’autres cuisines, on ne peut porter un jugement de valeur valable que si les concepts de base choisis sont identiques.

L’ analyse quantitative doit donc être complétée par l’analyse qualitative.

Ainsi, supposons par exemple, pour une cuisine, que l’on aboutisse aux deux conclusions suivantes :

Analyse quantitative : le poste ventilation est globalement peu performant (en Wh/repas).

Analyse qualitative : l’efficacité de la hotte est très moyenne et il n’y a pas de vitesse variable.

Ces deux conclusions se recoupent : si le poste « ventilation » est peu performant, c’est justement, dans l’exemple, parce que l’efficacité de la hotte est très moyenne et qu’il n’y a pas de vitesse variable. La conclusion de l’analyse qualitative vient justifier la conclusion de l’analyse quantitative.

L’analyse quantitative peut aussi venir trouver sa justification dans les concepts de base influençant les consommations.

En revanche, l’évaluation de sa propre situation (mesure ou estimation) permet de mieux comprendre où passe l’énergie de sa cuisine et donc de concevoir une stratégie d’amélioration fondée sur l’analyse des facteurs de consommation (et non pas sur la comparaison avec un modèle moyen et irréel).

Une valeur de référence

Nous avons relevé les ratios suivants, dans des cuisines considérées comme correctes. Ces valeurs sont valables pour une gamme de cuisines collectives allant de 50 à 400 repas par service. Au-delà, ces ratios peuvent diminuer.

Déplacement de l’air	20 Wh/repas
Débits	50 m³/repas

L’énergie consommée pour le déplacement de l’air peut varier facilement de 5 à 50 Wh par repas.

Le débit de ventilation par repas varie dans une fourchette de 12 à 100 m³/repas.

Remarque : la réglementation française exige un minimum de 20 m³ par heure et par repas préparés simultanément.

Évaluer sa propre situation

Évaluer	Vous trouverez comment évaluer la consommation électrique nécessaire au déplacement de l’air (ventilateurs) pour la ventilation de votre cuisine.
Évaluer	Vous trouverez comment évaluer les débits de ventilation de votre cuisine.

Analyse qualitative

En ce qui concerne le transport de l’air, la quantité d’énergie consommée dépasse la quantité intrinsèquement nécessaire. Ainsi, une partie de l’énergie du ventilateur sert, par exemple, à vaincre la résistance du conduit d’air.

En ce qui concerne les débits, il n’est pas possible de capter uniquement l’air vicié en séparant celui-ci de l’air non vicié. Ainsi une partie des volumes concerne l’air non vicié qui sert à transporter l’air vicié. Il s’agit de limiter les premiers au maximum.

Remarque : en période chaude, il peut être intéressant de dépasser les débits strictement nécessaires à la ventilation des cuisines plutôt que de le climatiser.

Les indices permettant de repérer des anomalies sont expliqués un à un. Ils servent à remplir une grille d’évaluation.
L’analyse qualitative de l’efficacité énergétique du poste « ventilation » se fait en passant en revue chacun des points de ventilation.

Repérer les indices d’un bon/mauvais appareil
Grilles d’évaluation

Repérer les indices d’un bon/mauvais appareil

L’efficacité énergétique d’une hotte ou d’un plafond filtrant dépend des paramètres ci-dessous. Les premiers concernent le transport de l’air, les deuxièmes, les débits d’air introduits et les troisièmes concernent la gestion des appareils de ventilation.

LE TRANSPORT DE L’AIR :

Le ventilateur

La qualité technologique des moteurs et des pales influence les consommations nécessaires au transport de l’air.

Le conduit d’air

Les conduits étroits , fortement coudés ou trop longs freinent le passage de l’air et nécessitent de pousser la puissance électrique des ventilateurs.

LES DÉBITS D’AIR

L’efficacité de la ventilation

L’efficacité de la ventilation n’est pas bonne si certains appareils de cuisson ou de laverie sont placés en dehors de la zone recouverte par une hotte ou un plafond filtrant ou si le débordement ou la hauteur utile de la hotte n’est pas suffisant. De même, la hauteur entre le sol et le bas de la hotte ne doit pas être trop importante. Dans ces cas, il faut augmenter les débits d’air pour obtenir la même efficacité qu’une ventilation bien disposée.

L’efficacité de la hotte

Une hotte à induction ou à effet d’induction, si elle est bien profilée permet de mieux capter l’air là où il est vicié. Elle permet de diminuer les débits de 40 %.
Des filtres à tricot encrassés provoquent des pertes de charges importantes. Cela peut avoir des conséquences négatives sur le confort ou/et sur les consommations.

Gérer

Pour plus d’informations sur l’entretien des filtres.

LES DÉBITS D’AIR

La ventilation avec transfert
Au niveau énergétique, il est avantageux de ventiler la salle de restaurant et la cuisine avec le même air, successivement (gain sur le chauffage ou la climatisation, et gain sur les ventilateurs). Cela a certaines limites : notamment si la cuisine et la salle fonctionnent à des heures trop différentes, ou si la salle a d’autres utilisations (salle polyvalente), nécessitant de ne pas les faire communiquer (pour des raisons d’hygiène de la cuisine).

Concevoir	Pour en savoir plus sur le choix d’un système de ventilation.
Réglementations	Néanmoins, ce système va à l’encontre de la « nouvelle » réglementation sur l’hygiène dans les cuisines collectives qui recommande qu’il n’y ait pas de croisement entre les circuits propres et sales. Dès lors, ce système doit être adapté pour respecter cette réglementation.

LE TRINÔME TEMPS/DÉBIT D’ AIR /TEMPÉRATURE

Il s’agit de conduire la ventilation au bon moment, avec le bon débit (et à la bonne température).

La durée de ventilation

Une durée excessive est surconsommatrice. Cette durée est parfois la conséquence d’un allumage trop précoce (ou trop prolongé) des appareils de cuisson.

Le réglage du débit

Le débit doit être limité au strict nécessaire. Ainsi la présence d’un variateur de vitesse ou d’une commande à plusieurs vitesses (souvent 2) sont des facteurs intéressants si on les utilise effectivement.

La température de l’air

Les excès de température du traitement de l’air sont de loin la cause majeure d’une surconsommation d’énergie.

Les récupérateurs d’énergie thermique

Certaines installations sont équipées de récupérateurs de chaleur sur l’air extrait (pour préchauffer l’air neuf ou pour préparer de l’eau chaude sanitaire).

Les automatismes

Les automatismes (régulateurs / programmateurs) de la température et du débit d’air sont des auxiliaires très efficaces pour réduire la consommation d’énergie, tout en améliorant le plus souvent le confort. Il faut cependant veille à les surveiller très régulièrement, car ils sont source de gaspillage si les réglages dérivent.

Grille d’évaluation – Exemple

Dans les grilles d’évaluation, chacun des paramètres cités ci-dessus a été affecté d’une pondération (incidence quantitative) sous la forme d’un nombre d’étoiles.

Une grille d’évaluation est complétée pour chaque appareil ventilation. L’utilisateur remplit les cases blanches.

POSTE VENTILATION	Type :	Hotte sur fourneau
	Caractéristiques :	Hotte à induction
	Puissance moteur :	3 kW
Efficacité énergétique / Paramètres	Incidence	Note (0 à +/- 3)*	Bilan	Décision
LE TRANSPORT DE L’AIR
Ventilateur	*	+ 2	+ 20
Conduit d’air	**	+ 2	+ 40
LES DÉBITS D’AIR
Efficacité de la ventilation	**	– 2	– 40	à voir
Efficacité de la hotte	***	+ 3	+ 90
Transfert	**	– 3	– 60	non
TRINÔME TEMPS/DÉBITS D’AIR/TEMPÉRATURE
Durée de ventilation	***	– 1	– 30	oui
Réglage du débit	****	– 3	– 120	à voir
Température de l’air	*****	+ 3	+ 150
Récupérateur	***	– 3	– 90	à voir
Automatismes	***	– 3	– 90	non

* : La note résulte d’un examen de l’appareil concerné et de son utilisation.
Exemple : il existe 3 vitesses possibles sur la hotte. Celles-ci sont effectivement utilisées en fonction des besoins.
Le paramètre « réglage du débit » est noté +3 .

0 signifie « sans objet » par rapport aux critiques écrits dans le texte correspondant.

Concepts de base ayant une influence sur les consommations

Il y a d’autres facteurs que l’efficacité énergétique des appareils de cuisson et la façon de les utiliser qui influencent les consommations du poste. Ce sont d’autres considérations que l’énergie qui conduisent au choix de ces concepts.

Nous avons relevé les points suivants :

Le confort

Une cuisine ne respectant pas les débits minimums consomme moins qu’une cuisine les respectant.

Le type de cuisson

Les cuissons à haute température, et surtout celles à l’air libre (grillades, sauteuses et feux vifs) nécessitent de gros débits de ventilation.

La cuisson sous vide, inversement, ne nécessite que des débits très réduits.

De plus, la ventilation est intimement liée à la cuisson. Et donc tous les concepts influençant les consommations du poste cuisson vont influencer celles du poste ventilation.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Lave-vaisselle – Description

Le lavage de la vaisselle

Les conditions d’un lavage de qualité

Quatre types d’actions déterminent la qualité d’un bon lavage :

L’action de la température

Elle sera différente suivant l’opération et le résultat que l’on veut obtenir :

prélavage : environ 45°C,
lavage : 60°C,
rinçage et séchage : 85°C minimum,

L’action chimique

Cette action est due aux produits lessiviels utilisés pour le lavage et le rinçage. Ces produits sont injectés automatiquement dans la machine à partir de la quantité d’eau consommée.

Les dosages moyens utilisés sont :

pour les produits lessiviels : 1 g par litre d’eau,
pour les produits tensio-actifs (ou dispersants) : 0,1 g par litre d’eau de rinçage.

Action du temps de contact eau-vaisselle

Cette action a pour but de décoller efficacement les restes accrochés plus ou moins fortement aux pièces de vaisselle sale.

Action mécanique

Elle est due au débit et à la pression des jets d’eau.

Ces 4 actions sont intimement liées. Toute modification de l’une entraîne un réajustement des 3 autres.

Les étapes du lavage

Le programme de base d’un lave-vaisselle comporte le lavage et le rinçage.
Sur les machines à déplacement automatique, un pré-lavage, un pré-rinçage et un séchage peuvent s’ajouter. Un cycle de lavage comporte la succession de toutes les étapes prévues.

Les températures varient selon le cycle de lavage.

Le pré-lavage se fait avec de l’eau froide ou tiède entre 40 et 50°C.
Le pré-lavage a pour but de réhumidifier les souillures et de les éliminer grâce à l’action mécanique de jets.
Le pré-lavage a pour avantage que la température de la solution détergente qui intervient dans l’étape suivante peut être élevée sans problème.

Cette opération n’existe que sur les machines à déplacement automatique. Pour les machines à panier statique, cette étape est réalisée manuellement à l’aide de la douchette.

Outre les avantages cités, le pré-lavage permet également de réduire l’importance des souillures dans le ou les bacs de lavage. Il en résulte une nécessité moindre de produits lessiviels, par conséquent une économie réelle.

Le lavage se fait entre 55 et 60°.

À l’élévation de température et à l’action mécanique des jets liés à la puissance de la pompe s’ajoute la durée du contact solution du produit lessiviel / vaisselle.

Le pré-rinçage éventuel se fait entre 60 et 65°C.

Son but est de commencer l’élimination de la solution détergente pour éviter la précipitation des éléments minéraux lors du rinçage et du séchage. Il doit en outre élever la température des pièces pour faciliter l’opération suivante.

Le dernier rinçage se fait entre 80 et 90°C. Pour des raisons d’hygiène, la température de 90°C doit obligatoirement être atteinte, s’il n’y a pas de séchage.

Toute trace de liquide doit être éliminée pour deux raisons :

d’esthétique : la vaisselle qui doit rester nette et brillante,
d’hygiène alimentaire par l’absence de produit détergent qui peut provoquer des intoxications plus ou moins graves que l’on attribue le plus souvent à la nourriture.
Il est important de faire vérifier le bon fonctionnement des appareils et d’y ajouter un contrôle par analyse de la vaisselle propre dans les grandes unités.

Le séchage

Le séchage est réalisé par circulation forcée d’air chaud à 70/80°C dans l’enceinte. L’air est chauffé par une résistance ou un échangeur alimenté en vapeur.

Cette pulsion se fait le plus souvent dans un tunnel ajouté à la sortie de la machine.
Cet accessoire n’existe que sur les machines à déplacement automatique (ou à translation).

Sur les machines à panier statique, le séchage est assuré par l’élévation de la température de l’eau et de la vaisselle (évaporation) jointe à l’action d’un produit tensio-actif ajouté à l’eau de rinçage transformant les gouttes d’eau en film tendu à la surface de la vaisselle et séchant rapidement sans laisser de traces.

Conception technique

Dans tous les matériels, on trouve :

Des rampes fixes ou mobiles, munies de gicleurs de taille et débit variables selon le cycle, pour projeter l’eau sur la vaisselle.

Des pompes de circulation d’eau captant l’eau en partie basse des bacs de prélavage, de lavage et de rinçage, pour, après filtrage, la projeter sur la vaisselle.

Une vidange partielle par débordement dans le bac de prélavage et de lavage qui assure l’élimination de la plus grande partie des déchets. La vidange totale est déclenchée manuellement après chaque service.
Deux doseurs : l’un de produits lessiviels, l’autre de produits de rinçage tensioactifs pour assurer automatiquement la diffusion de produit.
Des paniers adaptés aux différents types de vaisselle facilitent l’entreposage et la manutention.

Dans les lave-vaisselles à bacs multiples, l’eau est amenée par cascade de la zone la plus propre vers la zone la plus sale : rinçage -> pré-rinçage -> lavage -> prélavage. De l’eau claire n’est introduite dans le lave-vaisselle que lors de son remplissage initial et lors du rinçage. Un volume équivalent à l’eau utilisée lors du rinçage est évacué à l’égout au départ de la première zone de la machine (prélavage ou lavage). Ceci permet de limiter la consommation d’énergie, d’eau et des produits lessiviels.

Dans les lave-vaisselle « mono-bac » ou « à panier statique« , le principe est le même, l’apport d’eau fraîche (claire) se fait également lors du rinçage, eau qui régénère l’eau de lavage.

L’eau chaude dans les bacs de pré-lavage et de lavage « tourne » donc en circuit fermé. Elle est envoyée sur la vaisselle par la pompe via les gicleurs des bras ou rampes de lavage. Elle retombe ensuite dans les bacs via des filtres, etc.

Détail d’un filtre et d’un bac de lavage.

Une machine à laver doit être alimentée « deux fois » : une fois au remplissage avant le service, une seconde fois pour l’eau de rinçage dès la vaisselle commencée. Elle est alimentée à ces deux niveaux, soit à l’eau chaude, soit à l’eau froide. Suivant le cas, les différentes puissances internes mises en jeu seront plus ou moins importantes. Mais dans les deux cas, il faut :

Une puissance pour l’eau de lavage.
Cette puissance est, en principe, dimensionnée pour maintenir l’eau de lavage à bonne température (+/- 60°C).
On pourrait croire qu’une résistance n’est pas nécessaire pour le maintien en température vu que l’eau de lavage provient du rinçage à température plus élevée (+/- 85°C).
Cependant, d’une part, l’eau de rinçage se refroidit au contact de la vaisselle, d’autre part, les débits de lavage sont beaucoup plus élevés (action mécanique) que les débits de rinçage et ces derniers à température plus élevée ne suffisent donc pas à maintenir l’eau de lavage à bonne température.
La résistance ainsi dimensionnée sert également à chauffer l’eau de la cuve de remplissage (+/- 20 litres dans le cas d’une machine à capot et de 90 à 550 litres dans le cas d’une machine à déplacement) en début de service.
Dans le cas d’une alimentation de l’eau de remplissage à l’eau froide, la montée en température risque donc de prendre un certain temps.
Une autre puissance pour l’eau de rinçage.
Celle-ci doit être suffisante pour chauffer cette eau jusqu’à la température de rinçage (85°C) à partir de la température du réseau de distribution dans le cas d’une alimentation en eau froide de cette eau de rinçage ou « simplement » à partir de la température de l’eau chaude dans le cas d’une alimentation en eau froide de cette eau de rinçage.

De plus si le lave-vaisselle dispose d’une zone de séchage, il faudra une puissance supplémentaire pour réchauffer l’air de séchage.

Remarques :

Ces dispositions ne sont valables que dans le cas d’un lave-vaisselle non pourvu d’un équipement économiseur d’énergie tels que récupérateur de chaleur ou pompe à chaleur (pour les lave-vaisselle à déplacement automatique uniquement).
Une fois un cycle de lavage commencé, les résistances (lavage, rinçage et éventuellement séchage) fonctionnent quasi en permanence.

Les puissances internes peuvent provenir de résistances électriques. Mais elles peuvent également provenir d’un circuit de vapeur. L’alimentation vapeur consiste en le raccordement des organes de chauffe à une installation produisant de la vapeur. La vapeur circule dans des tubulures placées dans les différents bacs, l’échange de chaleur se faisant par contact de l’eau des bacs ou du surchauffeur avec les tubulures contenant la vapeur.
Actuellement, on trouve également des lave-vaisselle dont l’eau chaude est produite par un circuit d’eau chaude provenant d’une chaudière au gaz propre au lave-vaisselle.

Exemple de fonctionnement d’une machine à panier statique

1. Remplissage

Ouverture de la vanne électromagnétique A.

L’eau remplit la cuve E par les gicleurs de rinçage D. Le niveau atteint, fermeture de la vanne électromagnétique A. L’eau est chauffée par la résistance de lavage dans la cuve (cette résistance sert, dans la suite, à maintenir l’eau de lavage à température).

2. Lavage (circuit fermé)

La pompe G aspire la solution de lavage au travers de la crépine J et la refoule dans les gicleurs de lavage F.

3. Rinçage (circuit ouvert)

Ouverture de la vanne électromagnétique A.
Le produit de rinçage est injecté par le doseur B.
L’eau chauffée par C est pulvérisée par les gicleurs de rinçage.
Le niveau monte, le trop plein s’écoule par la bonde K.

Remarque : la capacité du boiler de rinçage correspond approximativement à la quantité d’eau de rinçage nécessaire à un cycle (exemple : 3 litres).
Sur certains matériels, le cycle ne peut commencer tant que la température de l’eau de rinçage n’est pas atteinte.

4. Vidange

En fin de service, enlèvement de la bonde K. L’eau de la cuve E s’écoule vers la vidange.

Exemple de schéma de fonctionnement d’une machine à déplacement automatique de la vaisselle : machine à 4 zones de lavage : prélavage, lavage, rinçage, séchage

A : Prélavage, B : lavage, C : rinçage, D : Séchage.

1 : Pompe
2 : Bacs de prélavage et de lavage
3 : Filtres des bacs
4 : Chauffe-eau de rinçage
5 : Bras de lavage
6 : Résistance de lavage

Les différentes étapes

Le lave-vaisselle est rempli d’eau avant le service. L’eau est réchauffée jusqu’à bonne température par les résistances de lavage. Dès que l’eau de remplissage est arrivée à bonne température, le lavage peut commencer. La vaisselle passe dans les différentes zones où les différents éléments (pompes, résistances chauffantes, etc) se mettent à fonctionner au fur et à mesure du passage de la première vaisselle. En régime toutes les zones sont occupées en même temps; les différentes puissances fonctionnent en permanence.
Il existe une norme allemande, la DIN 10510, qui recommande un minimum de 2 minutes de temps de contact entre la vaisselle et l’eau (prélavage éventuel, lavage, rinçage(s)).

Le prélavage, le prérinçage et le séchage peuvent être absents sur les petites machines à paniers mobiles.

Commande et régulation

L’appareil est équipé d’un commutateur marche-arrêt et d’une minuterie.

Sur les machines à convoyeur, un dispositif de réglage commande la vitesse du convoyeur.

Des thermostats assurent la régulation de la température.

Des pressostats commandent les alimentations d’eau.

Il y a un arrêt automatique du convoyeur lorsque la vaisselle n’a pas été débarrassée.

On peut également éventuellement trouver des thermomètres indiquant les températures lors des différentes phases de lavage et des détecteurs de vaisselle au niveau du séchage.

Des unités de contrôle permettent de gérer et de contrôler la machine durant son fonctionnement. En fonction de leur sophistication, la quantité et qualité des informations peuvent varier du simple affichage des températures de lavage et de rinçage à la consommation d’énergie, l’indication en clair et la mémorisation des dysfonctionnements, l’impression de « rapports HACCP » ou le transfert des données vers un ordinateur permettant de surveiller le bon fonctionnement de la machine à distance.

Gamme

Les machines à panier fixe couvrent une gamme allant de 200 à 2 000 assiettes par heure (machine à double paniers).

Les machines à paniers mobiles ou à convoyeur couvrent une gamme allant de 1 600 à 8 000 assiettes par heure et parfois plus.

La puissance électrique varie selon la capacité, mais également selon le mode d’alimentation en eau (chaude ou froide). La gamme est donc très étendue : 4 kW à 100 kW.

Précautions d’utilisation

Il peut être intéressant de prévoir plusieurs appareils adaptés au type de vaisselle.

Le tri initial et l’élimination des déchets (« décrochage »), exécutés manuellement, conditionnent les performances de la machine.

Les couverts en inox peuvent nécessiter en outre un trempage manuel préalable.

Les plateaux nécessitent en complément un séchoir à plateaux par air pulsé préchauffé ou non.

Il est nécessaire d’utiliser de l’eau adoucie.
Ce résultat peut être obtenu par un adoucisseur d’eau spécialisé placé sur le réseau d’alimentation ou intégré à l’appareil.

Les produits lessiviels en poudre ou liquides sont utilisés pour le lavage et le rinçage.

Les opérations de chargement et de déchargement doivent être exécutées dans des délais compatibles avec la durée du cycle :

une machine à panier fixe peut ne nécessiter qu’un seul poste de travail pour le tri et la manutention,
une machine à convoyeur, comme celle à paniers mobiles, nécessite un(des) poste(s) de travail de triage et des postes de manutention.

Entretien

Après chaque service, un nettoyage complet de la machine (cuve, filtre) est nécessaire.

Un programme d’entretien préventif par l’installateur de la machine est conseillé pour garantir son bon fonctionnement à long terme.

« Accessoires »

L’après-rinçage à l’eau déminéralisée

Lorsque l’eau présente une forte teneur minérale, les aptitudes performantes des produits de rinçage se voient imposer des limites. Pour pallier à cela, l’utilisation d’eau déminéralisée apporte une solution. Afin de limiter le coût de traitement de l’eau, l’usage d’eau déminéralisée peut être limité à certaines pièces comme couverts et verres. Ils sont placés en paniers spéciaux équipés d’un système mécanique, optique ou magnétique d’enclenchement des jets d’eau déminéralisée à leur passage lors du rinçage final. De nombreuses machines à avancement automatique sont déjà équipées d’un tel système de rinçage.
Ce déclenchement sélectif permet de ne pas gaspiller inutilement l’eau déminéralisée pour des pièces de vaisselle n’en nécessitant pas (porcelaine, plateaux, récipients.etc.).

Les bacs et cuves thermoformés

L’utilisation du polypropylène comme matériau de fabrication des cuves présente quelques avantages :

diminution du poids des équipements,
suppression des soudures source d’accrochage et dépose des aliments et résidus,
diminution de la conductivité thermique avec économie d’énergie,
diminution du bruit au niveau du brassage de l’eau.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Isoler un mur creux par remplissage de la coulisse

Limites d’application

On évite l’isolation dans la coulisse dans les cas suivants :

Lorsque le niveau d’isolation thermique souhaité ne peut pas être atteint à cause de l’épaisseur insuffisante de la coulisse.
Lorsque la surface extérieure du mur est imperméable à la vapeur d’eau.
En effet, lorsqu’on isole dans la coulisse, l’eau présente dans le parement provenant des infiltrations des pluies et/ou de la condensation interstitielle, doit pouvoir être évacuée par le séchage du parement, qui, à cause de la présence de l’isolant, n’est plus possible que par la face extérieure.
Si le revêtement extérieur est une peinture, on peut enlever cette dernière, mais ceci n’est pas facile à réaliser.
Lorsque la maçonnerie de parement est gélive. Soit, elle présente des briques effritées et/ou des joints expulsés, soit le test d’un échantillon en laboratoire a montré qu’elle serait incapable de résister aux contraintes provoquées par le remplissage de la coulisse.
En effet, lorsqu’on place une isolation dans la coulisse, le mur de parement subit moins les influences de la température intérieure. Il sera plus froid en hiver et plus chaud en été. Le mur de parement subit des variations de température plus grandes et plus fréquentes; les contraintes thermiques sont plus importantes.

Lorsque la façade comporte des ponts thermiques importants ne pouvant être corrigés.
Lorsque la paroi intérieure n’est pas étanche à l’air (maçonnerie non enduite).
Lorsqu’il y a de la mousse sur la brique de façade.
Lorsque les barrières d’étanchéité sont absentes ou inefficaces.

Vérification et mesures préliminaires

> Avant d’entamer les travaux, un examen préalable de la coulisse doit être réalisé pour vérifier l’état et la qualité du mur creux. Cet examen est facilement réalisable, sans démontage du mur, au moyen d’un appareil spécialisé tel que l’endoscope.

Endoscope appareil permettant l’observation à distance à l’intérieur d’un corps creux par l’intermédiaire d’un trou de 10 à 12 mm de diamètre foré dans les joints de mortier.

On vérifie ainsi :

La possibilité de traiter les ponts thermiques au droit des linteaux, des retours de baies, des planchers, des pieds de mur, de la corniche, etc.
L’absence de gravats, de déchets et autres matériaux dans la coulisse.
La disposition correcte des crochets entre les deux parois du mur.
L’existence des membranes d’étanchéité correctement disposées.
La présence d’ouvertures de drainage de la coulisse disposées juste au-dessus des membranes d’étanchéité.

Détail au droit d’une fenêtre – Vue en plan

Correction d’un pont thermique.

Pénétration d’eau via les déchets de mortier ou morceau de brique calés entre les deux parois.

Pénétration d’eau via crochet d’ancrage mal positionné.

Détail à la base d’un mur

Mauvaise pause d’une membrane d’évacuation de l’eau au-dessus d’un linteau.

Correction avec démontage du parement et encastrement de la membrane dans la paroi intérieure.

> Les éventuels problèmes d’humidité ascensionnelle doivent d’abord être résolus; la faculté d’assèchement du mur étant amoindrie par le remplissage de la coulisse.

Choix du système d’isolation

Il existe différents moyens et matériaux isolants pour remplir la coulisse.

On choisit, en général, le système qui consiste à insuffler un isolant en vrac. La technique d’injection de mousse est actuellement peu pratiquée. Elle nécessite un contrôle précis du remplissage et de l’expansion de la mousse pour éviter une déformation du parement suite à la pression provoquée.

Le recours à un système d’isolation bénéficiant d’un agrément technique est vivement conseillé.

Le matériau isolant doit :

ne pas être capillaire ni hydrophile (il ne peut absorber ni retenir l’eau),
être suffisamment perméable à la vapeur d’eau,
avoir une consistance suffisante pour ne pas s’affaisser.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Grill et plaques à snacker électriques

Principe

Le grill est utilisé pour des cuissons de pièces peu épaisses par contact avec l’élément chauffant.

Description

Il existe plusieurs types d’appareils comportant :

Soit des plaques lisses (plaques à snacker) ou rainurées, en fonte, en chrome ou en vitrocéramique, chauffées par des résistances.
Soit des barreaux rapprochés en fonte, en acier, ou en acier inox, les éléments chauffants étant incorporés (cuisson par contact), ou dissociés des barreaux (cuisson par rayonnement).
Soit des grilles situées au-dessus d’un lit de blocs en céramique portés à incandescence par des résistances : cuisson par rayonnement.

Certains appareils sont dotés de deux plaques chauffantes rainurées superposables et articulées dont l’écartement varie selon l’épaisseur de l’aliment; ils permettent une cuisson simultanée sur deux faces.

Dans tous les cas, la répartition de la température doit, être uniforme sur toute la surface de cuisson.

L’inclinaison donnée aux plaques facilite l’évacuation des jus de cuisson dans une rigole placée à l’avant.

Pour les grills à barreaux, le jus de cuisson tombe dans un tiroir de récupération contenant de l’eau.

Commande et régulation

La régulation est assurée par thermostat ou par doseur d’énergie avec limiteur de température.

Gamme

Pour une production horaire moyenne de 40 à 250 portions, les surfaces s’échelonnent de 5 dm² à 35 dm².

En général, il faut prévoir 0,1 dm² par rationnaire, la puissance électrique étant de l’ordre de 200 à 300 W par dm².

Utilisation

(viandes, poissons); les plaques lisses ont d’autres usages tels que la cuisson des œufs.

Cet appareil trouve sa place aussi bien en restauration rapide qu’en restauration commerciale et collective.
Il est utilisé dans les services diététiques des établissements à caractère hospitalier.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Variateurs de vitesse

(Source : « L’essentiel sur les variateurs de vitesse »; Danfoss drive a/s).

Principe de base des variateurs de vitesse

Depuis la venue de la technologie des semi-conducteurs, la variation de vitesse électronique des moteurs électriques a pris le dessus sur les anciens systèmes tels que les groupes Ward-Léonard.

Cette technologie, devenue fiable, part toujours du même principe : à partir d’une source, la plupart du temps triphasée alternative pour les ascenseurs, le variateur de vitesse va recréer en sortie :

Une tension triphasée variable en fréquence et en amplitude pour les moteurs à courant alternatif.
Une tension continue variable en amplitude pour les moteurs à courant continu.

Le variateur de vitesse est composé essentiellement :

d’un redresseur qui, connecté à une alimentation triphasée (le réseau), génère une tension continue à ondulation résiduelle (le signal n’est pas parfaitement continu). Le redresseur peut être de type commandé ou pas,
d’un circuit intermédiaire agissant principalement sur le « lissage » de la tension de sortie du redresseur (améliore la composante continue). Le circuit intermédiaire peut aussi servir de dissipateur d’énergie lorsque le moteur devient générateur,
d’un onduleur qui engendre le signal de puissance à tension et/ou fréquence variables,
d’une électronique de commande pilotant (transmission et réception des signaux) le redresseur, le circuit intermédiaire et l’onduleur.

Le variateur de vitesse est principalement caractérisé selon la séquence de commutation qui commande la tension d’alimentation du moteur. On a :

les variateurs à source de courant (CSI),
les variateurs à modulation d’impulsions en amplitude (PAM),
les variateurs à modulation de largeur d’impulsion (PWM/VVC).

Fonction des variateurs de vitesse

Au niveau des ascenseurs, parmi la multitude de possibilités de fonctions qu’offrent les variateurs de vitesse actuels, on épinglera :

l’accélération contrôlée,
la décélération contrôlée,
la variation et la régulation de vitesse,
l’inversion du sens de marche,
le freinage d’arrêt.

L’accélération contrôlée

Le profil de la courbe de démarrage d’un moteur d’ascenseur est avant tout lié au confort des utilisateurs dans la cabine. Il peut être soit linéaire ou en forme de « s ». Ce profil ou « rampe » est la plupart du temps ajustable en permettant de choisir le temps de mise en vitesse de l’ascenseur.

La décélération contrôlée

Les variateurs de vitesse permettent une décélération contrôlée sur le même principe que l’accélération. Dans le cas des ascenseurs, cette fonction est capitale dans sens où l’on ne peut pas se permettre de simplement mettre le moteur hors tension et d’attendre son arrêt complet suivant l’importance du couple résistant (le poids du système cabine/contre-poids varie en permanence); Il faut impérativement contrôler le confort et la sécurité des utilisateurs par le respect d’une décélération supportable, d’une mise à niveau correcte, …
On distingue, au niveau du variateur de vitesse deux types de freinage :

En cas de décélération désirée plus importante que la décélération naturelle, le freinage peut être électrique soit par renvoi d’énergie au réseau d’alimentation, soit par dissipation de l’énergie dans un système de freinage statique.
En cas de décélération désirée moins importante que la décélération naturelle, le moteur peut développer un couple moteur supérieur au couple résistant de l’ascenseur et continuer à entraîner la cabine jusqu’à l’arrêt.

La variation et la régulation de vitesse

Parmi les fonctionnements classiques des variateurs de vitesse, on distingue :

La variation de vitesse proprement dite où la vitesse du moteur est définie par une consigne d’entrée (tension ou courant) sans tenir compte de la valeur réelle de la vitesse du moteur qui peut varier en fonction de la charge, de la tension d’alimentation, … On est en boucle « ouverte » (pas de feedback).

Boucle ouverte.

La régulation de vitesse où la consigne de la vitesse du moteur est corrigée en fonction d’une mesure réelle de la vitesse à l’arbre du moteur introduite dans un comparateur. La consigne et la valeur réelle de la vitesse sont comparées, la différence éventuelle étant corrigée. On est en boucle « fermée ».

Boucle fermée.

L’inversion du sens de marche

Sur la plupart des variateurs de vitesse, il est possible d’inverser automatiquement le sens de marche. L’inversion de l’ordre des phases d’alimentation du moteur de l’ascenseur s’effectue :

soit par inversion de la consigne d’entrée,
soit par un ordre logique sur une borne,
soit par une information transmise par une connexion à un réseau de gestion.

Le freinage d’arrêt

C’est un freinage de sécurité pour les ascenseurs :

Avec des moteurs asynchrones, le variateur de vitesse est capable d’injecter du courant continu au niveau des enroulements statoriques et par conséquent stopper net le champ tournant; la dissipation de l’énergie mécanique s’effectuant au niveau du rotor du moteur (danger d’échauffement important).
Avec des moteurs à courant continu, le freinage s’effectue au moyen d’une résistance connectée sur l’induit de la machine.

Le redresseur

Redresseur triphasé.

Les ascenseurs sont généralement alimentés par un réseau triphasé alternatif à fréquence fixe (50 Hz). La fonction du redresseur au sein du variateur de vitesse est de transformer la tension triphasée alternative en tension continue monophasée. Cette opération se réalise par l’utilisation :

soit d’un pont de diodes, le redresseur est « non-commandé »,
soit d’un pont de thyristors, alors le redresseur est commandés.

Le redresseur non commandé

Comme le montre la figure ci-dessous, des deux alternances d’une tension monophasée alternative (positive et négative), seule l’alternance positive passe à travers la diode entre les électrodes couramment appelées « anode » et « cathode »; on dit que la diode est « passante ».

Fonctionnement de la diode .

Pour obtenir une tension continue à la sortie du redresseur, il est nécessaire de trouver un système qui permette d’exploiter les deux alternances; c’est le pont de diodes.

Dans un redresseur triphasé non-commandé, le pont de diodes permet, comme le montre la figure ci-dessus, de générer une tension continue en redressant l’alternance négative de chaqu’une des trois tensions composées. On voit que la tension de sortie n’est pas tout à fait continue et comporte une ondulation résiduelle.

Redresseurs non-commandés.

La tension à ondulation résiduelle sortant du redresseur a une valeur moyenne de l’ordre de 1,35 fois la tension du réseau.

Tension à ondulation résiduelle.

Le redresseur commandé

Dans le redressement commandé d’une tension alternative, la diode est remplacée par le thyristor qui possède la particularité de pouvoir contrôler le moment ou il deviendra « passant » dans l’alternance positive. C’est la troisième électrode, appelée « gâchette », qui, lorsqu’elle est alimenté sur commande par la régulation du redresseur, devient conductrice. Tout comme la diode, le thyristor est « bloquant » durant l’alternance « négative ».

Fonctionnement du thyristor.

On voit tout de suite l’intérêt du thyristor par rapport à la diode : on peut faire varier la valeur de la tension moyenne de sortie en contrôlant le moment où l’impulsion sera donnée sur la gâchette pour rendre le thyristor « passant ».
Dans un redresseur triphasé commandé, le pont de thyristors permet, comme le montre la figure ci-dessus :

De générer une tension continue en redressant l’alternance négative de chaqu’une des trois tensions composées. On voit que la tension de sortie n’est pas tout à fait continue et comporte une ondulation résiduelle.
De faire varier le niveau de tension moyenne à la sortie du redresseur.

Redresseurs commandés.

Tension de sortie du redresseur.

Le circuit intermédiaire

Circuit auxiliaire.

Ce circuit joue plusieurs rôles suivant les options prises sur le type de variateur dont principalement le lissage en courant ou en tension du signal de sortie du redresseur et le contrôle du niveau de tension ou de courant d’attaque de l’onduleur. Il peut aussi servir à :

découpler le redresseur de l’onduleur,
réduire les harmoniques,
stocker l’énergie due aux pointes intermittentes de charge.

On différentie le circuit intermédiaire à :

À courant continu variable lorsque le redresseur est commandé (variation de la tension de sortie du redresseur).
À tension continue variable ou constante lorsque le redresseur est respectivement commandé ou pas.
À tension variable lorsque le redresseur est non-commandé.

Le circuit intermédiaire à courant continu variable

Ce type de circuit intermédiaire caractérise les variateurs à source de courant. Il est composé d’une bobine (ou self) de lissage « passe bas » (filtration des basses fréquences) permettant de réduire l’ondulation résiduelle. En d’autres termes la bobine transforme la tension de sortie du redresseur à ondulation résiduelle en un courant continu.

Circuit intermédiaire à courant continu variable.

Le circuit intermédiaire à tension continue constante ou variable

Ce type de circuit intermédiaire caractérise les variateurs à source de tension. Il est composé d’une bobine (ou self) de lissage « passe bas » (filtration des basses fréquences) et d’un condensateur « passe haut » (filtration des hautes fréquences) permettant de réduire l’ondulation résiduelle.

Pour un redresseur commandé, le circuit intermédiaire transforme la tension de sortie à ondulation résiduelle du redresseur en tension continue d’amplitude variable.

Pour un redresseur non-commandé, la tension à l’entrée de l’onduleur est une tension continue dont l’amplitude est constante.

Circuit intermédiaire à tension continue constante ou variable.

Le circuit intermédiaire à tension variable

À l’entrée du filtre est ajouté un hacheur composé d’un transistor et d’une diode « roue libre ». Dans ce cas, le circuit intermédiaire transforme la tension continue de sortie du redresseur à ondulation résiduelle en une tension carrée lissée par le filtre. Il en résulte la création d’une tension variable suivant que le pilote du hacheur rende le transistor « passant » ou pas.

Circuit intermédiaire à tension variable.

L’onduleur

Onduleur triphasé.

L’onduleur constitue la dernière partie du variateur de vitesse dans le circuit puissance.

Alimenté à partir du circuit intermédiaire par :

une tension continue variable ou constante,

Onduleur pour tension intermédiaire variable ou continue.

un courant continu variable,

Onduleur pour courant intermédiaire continu variable.

L’onduleur fournit au moteur une grandeur variable en tension ou en fréquence ou les deux en même temps suivant le cas. En effet, une alimentation de l’onduleur :

En tension ou en courant continue variable, lui permet de réguler la vitesse du moteur en fréquence.
En tension continue constante, lui impose de réguler la vitesse du moteur en tension et en fréquence.

Bien que les fonctionnements des onduleurs soient différents, la technologie reste plus ou moins identique. Pour une raison de souplesse de commande en fréquence, les onduleurs sont maintenant équipés de transistors haute fréquence plutôt que de thyristors. Ce type de transistor de puissance peut être allumé et éteint très rapidement et, par conséquent, couvrir une large plage de fréquence (entre 300 Hz et 20 kHz).

Modes de fonctionnement de l’onduleur

On distingue plusieurs modes de fonctionnement des onduleurs en fonction principalement du signal de sortie du circuit intermédiaire :

le fonctionnement en modulation d’impulsion en amplitude (PAM : Pulse Amplitude Modulation),
le fonctionnement en modulation de largeur d’impulsion (PWM : Pulse Width Modulation).

Mode de modulation en amplitude ou en largeur d’impulsion.

Modulation d’impulsion en amplitude

Ce type de modulation est utilisé lorsque le variateur de vitesse est à tension intermédiaire variable.
Comme on l’a vu dans le circuit intermédiaire :

Pour les variateurs avec redresseurs non-commandés, un hacheur est nécessaire pour générer une tension variable au niveau de l’onduleur.
Pour les variateurs avec redresseurs commandés, la variation de l’amplitude de la tension est générée par le redresseur lui-même.

Circuit intermédiaire à tension variable par le hacheur.

Quel que soit le système, l’onduleur reçoit à son entrée une tension continue variable en amplitude. Dans ce cas, l’onduleur, lui, ne fait varier que la fréquence d’allumage et d’extinction des thyristor ou des transistors en fonction du niveau de la tension d’entrée pour recréer une tension sinuzoidale (dans le cas d’un moteur à courant alternatif).

Modulation de largeur d’impulsion (PWM)

Ce type de modulation est souvent utilisé pour générer une tension triphasée à fréquence et tension variables.

Il existe 3 manières de gérer la commutation des thyristors ou des transistors de puissance :

PWM à commande par sinusoïde,
PWM synchrone pour limiter les harmoniques,
PWM asynchrone pour améliorer la réaction du moteur à toute modification rapide de la commande du variateur de fréquence.

Dans un souci de clarté, seule la PWM à commande par sinusoïde est expliquée ci-dessous :

Le principe de commande de l’onduleur réside dans l’utilisation d’un comparateur de tensions. Ce comparateur superpose à trois tensions sinusoïdales de référence une tension de forme triangulaire. La fréquence des trois sinusoïdes de référence correspondent à celle des tensions souhaitées à la sortie de l’onduleur. Les intersections entre les sinusoïdes et l’onde triangulaire détermine l’allumage ou l’extinction des thyristors (ou des transistors de puissance) selon le cas. Il en résulte un temps d’impulsion « passante » ou « non-passante » variable reconstituant un courant sinusoïdal en sortie du variateur de vitesse.

Principe PWM à commande par sinusoïde.

Attention, dans ce type de commande, il faudra être attentif à la génération d’harmoniques responsables de perturbation du réseau amont. Dans ce cas, une commande PWM synchrone limite la création d’harmoniques.

Le circuit de commande

Le circuit de commande ne fait pas partie du circuit puissance du variateur de vitesse. Ce circuit doit garantir quatre fonctions essentielles :

La commande des semi-conducteurs du variateur de vitesse.
L’échange d’informations de commande, de régulation et d’analyse avec les périphériques.
Le contrôle des défauts (interprétation et affichage).
La protection du variateur de vitesse et du moteur.

La venue des microprocesseurs a permis d’accroître la vitesse d’exécution des informations de commande et de régulation du circuit de commande vis à vis des autres circuits (circuit intermédiaire, onduleur, …).

Le circuit de commande est donc en mesure de déterminer le schéma optimum d’impulsions des semi-conducteurs pour chaque état de fonctionnement du moteur par rapport à la charge, au réseau, aux consignes de commande, …

La régulation de vitesse de moteurs triphasés à courant alternatif évolue selon deux principes de commandes différents :

la commande U/f (Scalaire),
la commande vectorielle de flux (VVC : Voltage Vector Control).

Ces principes déterminent la manière de programmation des algorithmes de commande et de régulation des variateurs de vitesses. Les deux méthodes présentent des avantages en fonction des exigences spécifiques des performances (couple, vitesse, …) et de la précision de l’entraînement.

La commande U/f (scalaire)

La commande U/f se base sur la mesure de grandeurs scalaires (valeurs d’amplitude en tension et en fréquence). C’est le système de commande de base des variateurs de fréquence standards.

Afin de garder un flux constant dans le moteur et donc aussi une variation de vitesse à couple constant la tension et la fréquence varient proportionnellement jusqu’à la fréquence nominale du moteur (50 Hz). Lorsque la tension nominale est atteinte, la tension ne sachant plus augmenter, il est toujours possible d’augmenter la fréquence; dans ce cas la variation se fait à puissance constante , le couple diminue avec la vitesse. Ce mode de fonctionnement est intéressant pour des charges à couple constant tels que les ascenseurs. En effet, le couple moteur « colle » mieux au profil du couple résistant; ce qui signifie que les consommations qui en découlent sont moindres.

Fonctionnement U/f constant.

Fonctionnement à couple constant sous une fréquence de 50 Hz.

La figure ci-dessous montre les profils des courbes du couple en fonction de la vitesse pour différents rapports U/f :

Fonctionnement à couple constant.

La commande U/f a les avantages et les inconvénients suivants :

(+)

facilité d’adaptation du variateur de vitesse au moteur.
supporte aisément les variations de charge dans toute la plage de vitesses.
le couple moteur reste plus ou moins constant en fonction de la vitesse.
…

(-)

plage de régulation de la vitesse limitée à 1/20.
à faible vitesse, pas de compensation par rapport au glissement et à la gestion de la charge.

La commande vectorielle de tension (ou de flux)

Pour ce type de commande, il est nécessaire de fournir des indications précises sur les paramètres du moteur (encodage de la plaque signalétique).

La commande vectorielle en tension (VVC : Voltage Vector Control) agit selon le principe de calcul de la magnétisation optimale du moteur à différentes charges à l’aide de paramètres de compensation permettant de contrôler le glissement et la charge du moteur.

Comme son nom l’indique, la commande vectorielle en tension travaille avec les vecteurs de tension à vide et de compensation par rapport à la variation de la charge.

La commande vectorielle à champ orienté travaille avec les valeurs des courants actifs, de magnétisation (flux) et du couple. Par un modèle mathématique approprié, il est possible de déterminer le couple nécessaire au moteur en fonction des vecteurs du flux statorique et du courant rotorique et ce afin d’optimiser et réguler le champ magnétique et la vitesse du moteur en fonction de la charge.

La commande vectorielle de flux a les avantages et inconvénients suivants :

(+)

bonne réaction aux variations de charge.
régulation précise de la vitesse.
couple intégral à vitesse nulle.
performance semblable aux entraînements à courant continu.
réaction rapide aux variations de vitesse et large plage de vitesses (1/100).
meilleure réaction dynamique aux variations de sens de rotation.
une seule stratégie de commande pour toute la plage de vitesse est nécessaire.

(-)

nécessite de connaître les caractéristiques précises du moteur.
…

L’optimisation automatique de l’énergie

Dans des applications telles que celles des ascenseurs (faible charge des ascenseurs à traction), des économies d’énergie peuvent être réalisées en réduisant la force du champ magnétique et par conséquent les pertes dans le moteur. En effet, en général, pour des installations classiques, les moteurs sont surmagnétisés par rapport au couple à fournir.

Dans beaucoup d’applications, on pourra fixer le rapport U/f afin d’optimiser les consommations énergétiques. Un compromis sera trouvé entre l’économie d’énergie et les besoins réels du moteur en couple minimal pour un rotor bloqué (ou couple de décrochage).

L’économie d’énergie pour des systèmes moyens d’entraînement est de l’ordre de 3 à 5 % pour des faibles charges.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Conserver par le froid – Objectifs

Températures de conservation

La liste des températures à garantir est donnée ci-dessous à titre indicatif. Elle nous a été fournie par un fabricant.

Températures à garantir
Chambre froide fruits et légumes	4 à 6 °C
Chambre froide viande	2 à 4 °C
Chambre froide poisson	2 à 4 °C
Chambre froide pâtisserie	2 à 4 °C
Chambre froide de jour	2 à 4 °C
Congélateur	– 20 à – 30 °C
Local de stockage des déchets	10 °C
Cave à vin conditionnée	10 à 12 °C/HR 75 %
Local de tranchage	10 °C

Un document contenant une liste beaucoup plus complète et intitulé : HACCP pour PME et artisans – Auteurs Catherine Quittet et Helen Nelis peut être obtenu auprès – Réalise par L’Unite de Technologie des IAA a la Faculte universitaire des Sciences agronomiques de Gembloux, Le Laboratorium voor Levensmiddelentechnologie de la KU Leuven en collaboration avec l’Inspection générale des denrées alimentaires, l’Institut d’expertise vétérinaire, le service d’Inspection du Ministere de l’Agriculture Finance par le SSTC de l’Unité de Technologie des IAA de la Faculté universitaire des sciences agronomiques de Gembloux au 081/62 23 03.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Check-list d’un cahier des charges [isolation de la toiture inclinée]

Voici un résumé des points essentiels qui garantissent une toiture inclinée bien isolée.

EXIGENCES	Pour en savoir plus
Si les combles font partie du volume protégé, on isole le versant de toiture. Si les combles ne font pas partie du volume protégé, on isole le plancher des combles.	Techniques Techniques
1. L’isolation dans le versant de toiture
On choisit, de préférence, un modèle d’isolation par l’extérieur (Toiture « Sarking » ou Panneaux auto-portants). Dans ce cas, cependant, l’isolation doit être réalisée par des professionnels et il faut vérifier que la charpente peut porter ce type d’isolation.	Concevoir
Si l’on souhaite faire réaliser les travaux d’isolation par des non-professionnels ou/et que la charpente est encore en bon état mais qu’elle ne peut porter une isolation par l’extérieur, on choisit une isolation entre les chevrons ou fermettes.	Concevoir
Dans le cas d’une isolation entre chevrons ou fermettes, celle-ci doit être non ventilée : l’isolant est directement appliqué contre la sous-toiture.	Concevoir
Dans le cas d’une isolation entre chevrons ou fermettes, on place une sous-toiture. Celle-ci doit être étanche à l’eau, perméable à la vapeur et capillaire. Elle est, de préférence, rigide.	Concevoir
La sous-toiture doit être posée de manière continue. La sous-toiture doit aboutir à l’extérieur du bâtiment, dans la gouttière ou la corniche par exemple. Il faut veiller à n’avoir aucune contre-pente. A chaque interruption de la sous-toiture (cheminée, lanterneau, lucarne, …), il faut assurer la déviation des eaux infiltrées. Des contre-lattes doivent être placées sur la sous-toiture, sous les lattes.	Concevoir
L’épaisseur de l’isolant doit au moins permettre d’atteindre un coefficient de transmission thermique « U » respectant la réglementation.	Concevoir
On doit choisir un matériau isolant compatible avec les éléments de la toiture en contact avec lui. Par exemple, la mousse de polystyrène ne peut être choisie lorsque le bois de charpente est protégé par des produits à base huileuse, par certains bitumes, par des solvants et des huiles de goudron.	Concevoir
On ne choisit pas de mousse de polystyrène ou de polyuréthane si l’on doit atteindre de bonnes performances de sécurité au niveau incendie. En effet, ces matériaux sont inflammables et résistent mal à la chaleur. Si ces matériaux sont choisis, on évite d’y encastrer des spots ou alors, ils doivent être protégés en interposant des boucliers thermiques efficaces.	Concevoir
L’isolant doit être posé de manière continue.	Concevoir Techniques Techniques Techniques Techniques
L’isolant doit bénéficier d’un agrément technique certifiant ses qualités et sa compatibilité avec l’usage qui en est fait.	Concevoir
Lorsqu’on place une bonne sous-toiture, un pare-vapeur n’est pas indispensable dans les bâtiments de classes de climat intérieur I, II ou III. Lorsqu’on utilise un isolant non étanche à l’air (laines minérales) ou des isolants étanches à l’air, sans être certain de la qualité des joints, un pare-vapeur peut être indispensable dans le cas d’une classe de climat intérieur IV.	Concevoir
Si un pare-vapeur est nécessaire, celui-ci doit être posé de manière continue.	Concevoir
Si l’on superpose deux couches d’isolant, il ne peut y avoir de pare-vapeur entre les deux couches.	Concevoir
Une finition intérieure étanche à l’air est absolument indispensable s’il n’y a pas de pare-vapeur.	Concevoir Concevoir
Si des câbles ou des spots doivent être placés dans le plafond, il faut prévoir un espace entre l’isolant (ou le pare-vapeur) et la finition intérieure.	Concevoir Techniques
Les ouvrages de raccord doivent assurer la continuité des fonctions des différents composants de la toiture dans sa partie courante; à savoir, les fonctions de : la couverture, de la sous-toiture, de l’isolant, du pare-vapeur éventuel et de la finition intérieure.	Concevoir Concevoir Concevoir Concevoir
2. L’isolation du plancher des combles
Dans le cas d’un plancher léger, tous les modèles sont valables. Cependant, si des appareils relativement importants doivent être encastrés dans le plafond, il faut choisir un modèle où l’isolant est placé au-dessus des gîtes. Si une aire de foulée est prévue, celle-ci doit trouver un support suffisamment résistant : avec une isolation entre gîtes, ce support est constitué des gîtes, avec une isolation au-dessus des gîtes, il faut soit prévoir des panneaux isolants rigides pouvant supporter l’aire de foulée, soit des lambourdes avec isolant souple ou semi-rigide entre elles. Enfin, l’isolation au-dessus du gîtage n’est appropriée que si la hauteur sous-toiture est suffisante.	Concevoir
Dans le cas d’un plancher lourd, on choisit un modèle où l’isolant est posé au-dessus du plancher. Si une aire de foulée est prévue, celle-ci doit trouver un support suffisamment résistant : il faut soit prévoir des panneaux isolants rigides pouvant supporter l’aire de foulée, soit des lambourdes avec isolant souple ou semi-rigide entre elles.	Concevoir
L’épaisseur de l’isolant doit au moins permettre d’atteindre un coefficient de transmission thermique « U » respectant la réglementation.	Concevoir
On ne choisit pas de mousse de polystyrène ou de polyuréthane si l’on doit atteindre de bonnes performances de sécurité au niveau incendie. En effet, ces matériaux sont inflammables et résistent mal à la chaleur. Si ces matériaux sont choisis, on évite d’y encastrer des spots ou alors, ils doivent être protégés en interposant des boucliers thermiques efficaces.	Concevoir
L’isolant doit bénéficier d’un agrément technique certifiant ses qualités et sa compatibilité avec l’usage qui en est fait.	Concevoir
L’isolant doit être placé de manière continue.	Concevoir
Un pare-vapeur n’est pas indispensable dans le cas d’un plancher lourd dans les bâtiments de classes de climat intérieur I, II ou III. Il peut être nécessaire dans ces mêmes bâtiments dans le cas d’un plancher léger. Il peut l’être également dans le cas d’une classe de climat intérieur IV.	Concevoir
Si le pare-vapeur est nécessaire, celui-ci doit être posé de manière continue.	Concevoir
Si l’on superpose deux couches d’isolant, il ne peut y avoir de pare-vapeur entre les deux couches.	Concevoir
Avec un plancher léger, s’il n’y a pas de pare-vapeur continu, un plafonnage ou des plaques de carton-plâtre correctement rejointoyées sous le plancher doit assurer l’étanchéité à l’air.	Concevoir Concevoir
Les ouvrages de raccord au plancher doivent assurer la continuité des fonctions des différents composants du plancher isolé du comble perdu dans sa partie courante; à savoir, les fonctions : de l’isolant, du pare-vapeur éventuel, et de la finition intérieure.	Concevoir Concevoir

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Concevoir les détails: le raccord mur-toiture-plancher [isolation]

Concevoir les détails de réalisation : le raccord mur-toiture-plancher

Mur porteur
Mur de parement
Isolant thermique
Structure portante (gîtes)
Aire de foulée
Pare-vapeur
Espace technique
Finition intérieure
Chevron
Sous-toiture
Contre-lattes
Lattes
Couverture
Panne sablière

La continuité de l’isolation thermique est assurée par un bloc peu conducteur de la chaleur (exemple : bloc de béton cellulaire).

Mur porteur
Mur de parement
Isolant thermique
Structure portante (gîtes)
Aire de foulée
Pare-vapeur
Espace technique
Finition intérieure
Chevron
Sous-toiture
Contre-lattes
Lattes
Couverture
Panne sablière
Poutre de ceinture
Blocs peu conducteur de la chaleur

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Organiser la maintenance de l’éclairage

Dégradation des performances avec le temps

Le vieillissement d’une installation d’éclairage va se manifester par une perte progressive d’efficacité et par l’apparition, au-delà d’un certain temps, de défaillances des lampes.

La perte d’efficacité lumineuse provient de :

La baisse du flux lumineux émis, de l’ordre de 7 à 50 % en fin de vie (moyenne) des lampes.
La baisse du rendement des luminaires, liée à l’empoussièrement et au jaunissement des optiques (réflecteurs et diffuseurs) et des sources, de l’ordre de 5 à 26 % dans un local propre (bureaux, écoles, zones communes des hôpitaux, magasins, …) si les luminaires sont nettoyés tous les 3 ans.
À la réduction des facteurs de réflexion du local.

Dépôt de poussière sur un tube fluorescent disposé,
depuis 3 ans, dans un luminaire ouvert, dans un bureau standard.

Programme général de maintenance

L’objectif de la maintenance est de restituer à l’installation tout ou partie de son efficacité initiale. Le programme de maintenance peut être de trois types :

La maintenance préventive :

Procédure : remplacement en une seule fois de toutes les lampes à intervalle de temps régulier.
Avantage : maintenance aisée.
Inconvénient : le système comportera obligatoirement un certain nombre de lampes hors service.

La maintenance curative :

Procédure : remplacement des lampes hors services au coup par coup.
Avantage : le système ne comporte pas de lampes hors service.
Inconvénient : l’installation tend à maintenir un flux en général moyen ce qui conduit à un surdimensionnement important et le service de maintenance technique doit être prêt à intervenir n’importe quand.

La maintenance mixte :

Procédure : combinaison des deux programmes précédents.
Avantage : le système ne comporte pas de lampes hors service et maintient un éclairement en service relativement bon (surdimensionnement faible).
Inconvénient : le service de maintenance technique doit être prêt à intervenir n’importe quand.

Chacun de ces programmes a un domaine d’application privilégié. Mais pour déterminer quel type de programme sera le plus approprié, il est nécessaire de mener une étude comparative.

À noter que la planification de la maintenance ne se limite pas au choix du type de programme. Chaque programme est en effet caractérisé par plusieurs paramètres (sorte de lampe, intervalle de temps entre deux relamping, …). Et il est nécessaire de réaliser plusieurs études pour déterminer quelles seront les valeurs optimales de chacun de ces paramètres.

Remplacement des lampes

Principe

Le remplacement des lampes doit toujours être fait en s’assurant que la lampe neuve a des caractéristiques électriques (puissance plus spécialement) et lumineuses (température de couleur et indice du rendu des couleurs) identiques à celles de la lampe usagée, sauf si on en profite pour améliorer l’installation (remplacement des tubes fluorescents T12 par des T8, des types 33/640 par des types 840, …).

La durée de vie des lampes, indiquée dans les catalogues, est la durée de vie moyenne d’un grand nombre de sources du même type. En réalité une grande dispersion existe sur les durées de vie des lampes d’un même modèle (couramment de l’ordre de 25 %) ce qui conduit l’exploitant à s’interroger sur l’opportunité de remplacer les lampes au « coup par coup » ou de procéder à un remplacement préventif par groupes ou en totalité avant que leur durée de vie ne soit complètement écoulée.

Les considérations qui suivent devraient orienter l’utilisateur dans le choix du mode de remplacement des lampes :

Pour des installations comportant de nombreuses lampes, il est économique de ne pas les remplacer au fur et à mesure de leur défaillance, mais de les changer systématiquement dès qu’elles ont atteint leur durée de vie de service, et à l’occasion d’un nettoyage. Cette façon de procéder entraîne une planification de l’entretien.
Le remplacement préventif a pour avantages de diminuer le temps unitaire de pose de la lampe (souvent estimés dans le rapport 1 à 6), de réduire la gêne pour les utilisateurs et de garantir le maintien du flux lumineux. Il augmente par contre les dépenses d’approvisionnement du coût des lampes remplacées sans attendre leur défaillance.

Pour comparer les différents programmes de maintenance entre eux.

Remplacement au coup par coup et remplacement préventif : comparaison économique
Le bilan économique du type de remplacement dépend donc du type de lampe et du rapport entre les coûts d’approvisionnement et de pose. Dans le cas des tubes fluorescents, le remplacement systématique est, en général, nettement plus économique.

Exemple.

La durée de vie moyenne d’une lampe est de 8 000 heures (avec ballast électromagnétique), mais à partir de 6 000 heures, le flux lumineux chute très vite et le risque de « claquage » prématuré augmente statistiquement. Si l’on estime à 30 minutes le temps pour changer un tube au coup par coup et 10 minutes pour les changer tous en même temps, on obtient les coûts d’entretien suivants (ramenés à l’heure de fonctionnement).

Coût du remplacement au coup par coup	T + H/2 _______ 8 000
Coût du remplacement préventif	T + H/6 _______ 6 000
T = prix d’un tube H = prix de l’heure de travail

Si le coût du tube (de 2,5 à 7,5 €) est inférieur au prix de cinq sixièmes d’heure d’intervention (T < 5/6 H), l’entretien systématique est rentable.

Dans la pratique, une règle simple veut que l’on remplace toutes les lampes lorsque l’on a atteint 20 % de lampes défectueuses. Évidemment, lorsqu’il s’agit de l’éclairage local d’un poste de travail, la lampe défectueuse sera remplacée immédiatement.

Nettoyage des luminaires et des locaux

Dans un contexte d’économie d’énergie et de recherche d’efficacité de l’éclairage, il est nécessaire d’établir un plan de nettoyage périodique de l’installation et des surfaces du local.

Les lampes, les luminaires et les parois sont sujets à l’empoussièrement ; celui-ci ne doit jamais atteindre un degré tel que l’éclairement total tombe à une valeur inférieure à celle imposée.

Dans le cas d’un nettoyage annuel, on doit s’attendre à une chute de l’éclairement de l’ordre de 10 à 15 %, ce qui met en évidence l’importance du facteur nettoyage pour le maintien de l’efficacité lumineuse.

La fréquence du nettoyage doit être fixée suivant l’intensité de l’empoussièrement. Généralement, une intervention tous les 6 mois permet d’obtenir de bons résultats.

Si ce dernier est particulièrement accusé, il est recommandé d’utiliser des luminaires étanches à la poussière, à parois translucides astatiques. Le nettoyage comprend le nettoyage des lampes et le nettoyage des luminaires (il convient de s’informer auprès du fabricant sur la manière et les précautions à prendre pour le dépoussiérage et le nettoyage des diverses surfaces).

Le plan de maintenance doit également tenir compte d’un nettoyage et rafraîchissement des vitrages, parois, rideaux, qui contribuent à l’éclairage naturel des locaux.

Recyclage des lampes défectueuses

Que faire des lampes défectueuses ?

Certaines lampes contiennent des matériaux toxiques (principalement du mercure) qu’il faut éviter de laisser échapper dans l’atmosphère ou dans le sol.

Les lampes usagées ne peuvent donc être déposées en décharge normale, sans traitement. Celui-ci consiste principalement en un broyage qui permet de séparer les poudres fluorescentes, le verre et les parties métalliques. Les dernières techniques mises au point permettent de récupérer des matériaux purs aptes à la fabrication de nouvelles lampes.

La récupération des lampes doit donc se faire par des entreprises agréées à cet effet.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Consommation d’eau chaude sanitaire

Consommation d'eau chaude sanitaire

Caractéristiques de puisage des appareils

Dans les établissements industriels (source : Recknagel).

–	Débit			Température d’eau [°C]	Énergie consommée par utilisation [kWh]
–	Débit [l/mn]	Durée [min]	Par utilisation [l]	Température d’eau [°C]	Énergie consommée par utilisation [kWh]
Lavabo individuel	10	3	30	35	0,9
Lavabo-auge collectif	–	–	–	–	–
– à robinet	5 à 10	3	15 à 30	35	0,5 à 0,9
– à pissette	3 à 5	3	9 à 15	35	0,25 à 0,50
Lavabo collectif circulaire	–	–	–	–	–
– à 6 places	20	3	60	35	1,8
– à 10 places	25	3	75	35	2,2
Douche commune	10	5	50	35	1,5
Douche en cabine	10	15	80	35	2,3
Baignoire	25	30	250	35	7,3
	–	–	–	–	–
Valeur moyenne y compris les besoins de cuisine	50 l par jour et par personne			40	1,75 kWh par jour et par personne

Voici les données issues de campagnes de mesures en Suisse :

–	Débit par utilisation [l]	Température d’eau [°C]	Energie consommée par utilisation [kWh]
–	Débit par utilisation [l]	Température d’eau [°C]	Energie consommée par utilisation [kWh]
Douches en milieu scolaire	35	45	1,4
Douches en centre sportif	60	45	2,4
Douches pour ouvriers d’usine	–	–	–
– travail peu salissant	50	45	2
– travail très salissant	60	45	2,4
Baignoire normale	150	45	6,1
Grande baignoire	180	45	7,3
Baignoire d’hydrothérapie	300	45	12,2

Remarque.
Les différences constatées entre les sources sont dues,

Au fait que la température de référence des débits annoncés n’est pas toujours la même.

Au fait que certains auteurs donneront des valeurs de pointe pour le dimensionnement (Recknagel) alors que d’autres donneront des valeurs moyennes pour un calcul de rentabilité (campagne de mesures).

Ratios de consommation par type de bâtiment

Voici le résultat d’une campagne de mesures menée par l’EDF en 1985.

Etablissement	Caractéristiques	Besoins en litres à 60°C
Hotel	– 3 étoiles en montagne (sports d’hiver)	par chambre et par jour	170
	– 3 étoiles tous lieux	par chambre et par jour	130 à 140
	– hôtel de vacances à la semaine avec bain	par chambre et par jour	100
	– 1 étoile avec douche (50 %) et bain (50 %)	par chambre et par jour	75
	– lingerie	par kg de linge sec	4 à 5
Restaurant	150 à 50 repas par jour	par repas	12 à 20
Grande cuisine	cuisine à liaison froide	par repas	2 à 3
Bureaux	en absence de besoins particuliers (douche, restaurant, …)	par personne et par jour	2 à 6
École	– chambre d’internat	par lit et par jour	30 à 40
	– repas, hors lave-v.	par repas	3 à 5
	– repas, avec lave-v.	par repas	9 à 10
Maison de retraite	– chambre	par lit et par jour	40
	– repas, hors lave-v.	par repas	3 à 5
	– repas, avec lave-v.	par repas	9 à 10
Maternité	– chambre	par lit et par jour	60
Maternité	– cuisine, avec lave-v.	par repas	10 à 15
Hôpitaux	– chambre	par lit et par jour	50 à 60
Hôpitaux	– cuisine, avec lave-v. (de 1 700 à 300 repas par jour)	par repas	8 à 12
Foyer pour handicapés	– chambre	par lit et par jour	100
Foyer pour handicapés	– cuisine, avec lave-v.	par repas	9 à 10
Centre d’Aide par le Travail	– chambre	par lit et par jour	60
Centre d’Aide par le Travail	– cuisine, avec lave-v.	par repas	9 à 10
Camping	– 3 et 4 étoiles	par campeur et par jour	12
Camping	–	par emplacement et par jour	45

Une campagne de mesure en Suisse complète ces informations :

Etablissement	Caractéristiques	Besoins en litres à 60°C
Villa familiale	standard simple	par personne et par jour	35
Appartement	standard moyen	par personne et par jour	40
Immeuble d’appartements en location	–	par personne et par jour	35

mais des valeurs moitié de celles-ci ont été mesurées dans les immeubles HLM en France.

Il semble que 80 % de cette eau chaude soit consommée dans les salles de bains à une température mitigée de 37,5°C, contre 20 % en cuisine à une température de 45°C.

Si l’eau chaude est produite à 60°C, elle représente en volume 30 % de la consommation totale en eau (chaude + froide) des personnes (95 litres/pers/jour en immeuble collectif et 125 litres/pers/jour en maison individuelle).

Les statistiques dans les immeubles de bureaux sont très variables (de 10 à 40 l/jour et par personne à 45°C d’après le Recknagel), la variabilité étant sans doute liée à la présence ou non d’une restauration.

Données de l’Ademe-AICVF :

Piscine

toute eau confondue, chaude et froide

par m² de bassin et par semaine

de 250 à 2 300 litres, avec une moyenne de 1 180

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Compresseurs frigorifiques [Froid alimentaire]

Compresseur à pistons

Compresseurs à pistons, construction ouverte

Dans ce groupe de compresseurs, le moteur et le compresseur ne sont pas dans le même logement. L’arbre d’entraînement (vilebrequin) émerge du carter du compresseur. On peut y raccorder un moteur électrique, diesel ou à gaz. L’association se fait soit par un manchon d’accouplement, soit par une courroie.

L’accès à tous les éléments du compresseur est possible.

La puissance est réglée par la mise à l’arrêt de certains cylindres ou par changement de régime du moteur d’entraînement.

On utilise les compresseurs de construction ouverte dans les installations d’une puissance de réfrigération jusqu’à 500 kW.

Compresseur ouvert (source : Bitzer).

Compresseurs à pistons, construction semi-hermétique
( ou « hermétique accessible »)

La technologie des compresseurs à pistons est différente selon que l’application est en froid positif ou négatif. Il faut rappeler que si le taux de compression HP/BP est supérieur à 8 (rapport pression de sortie/ pression d’aspiration) le rendement volumétrique du compresseur diminue et par conséquent la performance énergétique se dégrade (COP_froid).

Froid positif

En froid positif, les taux de compression restent la plupart du temps inférieurs à 8, signifiant que les compresseurs peuvent être de la technologie mono-étage.

Compresseur mono-étage (source : Bitzer).

Froid négatif

En froid négatif, les taux de compression sont supérieurs à 8, imposant que les compresseurs soient de la technologie bi-étage.

Compresseur bi-étages.

Technologie

Compresseur et moteur d’entraînement sont logés dans un carter commun. L’entraînement est habituellement assuré par un moteur électrique. Il est généralement refroidi par les gaz froids du réfrigérant (gaz aspirés), quelquefois par un ventilateur ou un serpentin d’eau enroulé sur le bâti du moteur.

Pour des réparations, on peut accéder à chaque partie de la machine et même séparer le compresseur du moteur (plaques boulonnées sur le bâti, avec présence de joints intercalaires).

La puissance est réglée par mise hors service de certains cylindres ou par changement de la vitesse de rotation du moteur d’entraînement.

On utilise des compresseurs de construction semi-hermétiques dans des installations jusqu’à 100 kW ou, en recourant à plusieurs compresseurs, jusqu’à 400 kW environ.

Compresseur spiro-orbital, dit « scroll »

Le compresseur SCROLL est composé de deux rouleaux identiques en forme de spirale. Le premier est fixe, le second décrit un mouvement circulaire continu sans tourner sur lui même. Les spirales sont déphasées de 180°.

Le mouvement orbital entraîne le déplacement vers le centre des poches de gaz, ce déplacement est accompagné d’une réduction progressive de leur volume jusqu’à disparition totale. C’est ainsi que s’accomplit le cycle de compression du fluide frigorigène.

La réduction du nombre de pièces par rapport à un compresseur à pistons de même puissance est de l’ordre de 60 %. L’unique spirale mobile remplace pistons, bielles, manetons et clapets. Moins de pièces en mouvement, moins de masse en rotation et moins de frottements internes, cela se traduit par un rendement supérieur à celui des compresseurs à pistons.

Cela se traduit par un COP frigorifique de l’ordre de 4,0 en moyenne annuelle alors qu’il se situe aux alentours de 2,5 pour les compresseurs à pistons (information constructeur).

Les variations de couple ne représentent que 30 % de celles d’un compresseur à pistons. Il n’impose donc que de très faibles contraintes au moteur, facteur de fiabilité.

Il reste limité en puissance (autour des 50 kW) mais plusieurs scrolls peuvent être mis en parallèle (jusqu’à 300 kW par exemple).

À noter également sa faible sensibilité aux coups de liquide.

Diverses méthodes de régulation de vitesse sont possibles :

Régulation « tout ou rien ».
Régulation par moteur à 2 vitesses.
Régulation par variateur de vitesse.

Attention : en cas de rotation en sens contraire, il n’y a pas de compression et un bruit insolite avertit le technicien !

Compresseur à vis

Compresseur à vis (source Bitzer).

Type : Machine ouverte ou fermée.
Plage de réglage : De 10 à 100 % avec un rendement assez constant.
Fonctionnement : Le fluide frigorigène gazeux est comprimé par une vis hélicoïdale (un peu comme dans un hache-viande) tournant à grande vitesse. Le compresseur est entraîné par un moteur électrique.

On rencontre des compresseurs à vis selon deux technologies : les bi-rotors (type SRM) et les mono-rotors (type ZIMMERN).

Caractéristiques

Le rendement volumétrique d’un compresseur à vis est bon grâce à l’absence d’espaces morts, comme dans les compresseurs à pistons. Cette propriété permet d’assurer des taux de compression élevés avec un bon rendement volumétrique.
Les compresseurs à vis modernes ont des rotors à profils asymétriques, ce qui est préférable au niveau énergétique.
Les variations de puissance s’obtiennent dans les grosses machines par l’action d’un « tiroir » qui décide de l’utilisation d’une plus ou moins grande longueur de vis dans la compression des gaz, et donc induit un plus ou moins grand taux de compression. Dans les petites machines, toujours très grandes comparées à des compresseurs à piston, la modulation de puissance s’obtient par variation de la vitesse de rotation ou par utilisation de ports d’aspiration auxiliaires, soit par les deux.

Les avantages du compresseur à vis sont sa faible usure et son réglage facile. Il est toutefois encore coûteux.

Le compresseur à vis doit être abondamment lubrifié, pour assurer l’étanchéité entre les pièces en mouvement et pour réduire le niveau sonore, mais aussi pour refroidir le fluide frigorigène : on peut alors atteindre des taux de compression élevés (jusqu’à 20) sans altérer le fluide frigorigène.

Depuis peu, on utilise le compresseur à vis pour des puissances de réfrigération à partir de 20 kW environ.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Normes en « Qualité de l’air » et en ventilation

Les normes NBN sont nombreuses en « Qualité de l’air » mais aussi en ventilation des bâtiments. Pour ces dernières le CSTC reprend sur son site une liste des principales normes belges et européennes relatives à la ventilation des bâtiments.

Air ambiant (13.040.20)

NBN T 94-101
Mesure des retombées atmosphériques par la méthode des collecteurs de précipitations (1976, 1e éd.)

NBN T 94-201
Méthodes d’échantillonnage et d’analyse de l’air Détermination de la teneur en dioxyde de soufre (SO2) de l’air ambiant – Méthode au peroxyde d’hydrogène (1975, 1e éd.)

NBN T 94-202
Détermination de la teneur en dioxyde de soufre de l’air ambiant – Méthode West et Gaeke (1977, 1e éd.)

NBN T 94-203
Détermination de la teneur en sulfure d’hydrogène de l’air ambiant – Méthode au bleu de méthylène (1977, 1e éd.)

NBN T 94-301
Détermination de la teneur en dioxyde d’azote de l’air ambiant – Méthode Griess-Saltzman (1976, 1 e éd.)

NBN T 94-302
Détermination de la teneur en oxydes d’azote et en monoxydes d’azote de l’air ambiant – Méthode Griess-Saltzman (1976, 1e éd.)

NBU T 94-401
Détermination de la masse de plomb présente dans des particules recueillies par filtration d’air – Méthode par spectrophotométrie d’absorption atomique (1977, 1e éd.)

NBN T 94-402
Détermination de la masse de zinc présente dans les particules recueillies par filtration d’air – Méthode par spectrophotométrie d’absorption atomique (1977, 1e éd.)

NBN T 94-403
Détermination de la masse de cadmium présente dans des particules recueillies par filtration d’air – Méthode par spectrophotométrie d’absorption atomique (1977, 1e éd.)

NBN T 94-404
Détermination de la masse de cuivre présente dans des particules recueillies par filtration d’air – Méthode par spectrophotométrie d’absorption atomique (1977, 1e éd.)

NBN T 94-405
Détermination de la masse de nickel présente dans des particules recueillies par filtration d’air – Méthode par spectrophotométrie d’absorption atomique (1977, 1e éd.)

NBN T 94-406
Détermination de la masse de fer présente dans des particules recueillies par filtration d’air – Méthode par spectrophotométrie d’absorption atomique (1977, 1e éd.)

NBN T 94-501
Détermination de la concentration en fluorures gazeux et particulaires de l’air ambiant (1984, 1e éd.)

Air des lieux de travail (13.040.30)

NBN T 96-001
Atmosphères des lieux de travail – Procédure pour échantillonnage stationnaire (1979, 1e éd.)

NBN T 96-101
Atmosphères des lieux de travail – Détermination gravimétrique de la concentration en poussière totale en suspension – Échantillonnage stationnaire (1979, 1e éd.)

NBN T 96-102
Atmosphères des lieux de travail – Détermination de la concentration en fibres d’asbeste – Méthode de la membrane filtrante avec microscopie optique à contraste de phase (1999, 3e éd.)

NBN T 96-201
Atmosphères des lieux de travail – Détermination de la concentration en oxyde d’éthylène – Méthode par adsorption sur charbon actif, désorption par solvant et chromatographie en phase gazeuse (1986, 1e éd.)

NBN T 96-202
Atmosphères des lieux de travail – Détermination de la concentration en formaldéhyde – Méthode par dérivatisation au DNPH adsorbé sur un remplissage C 18, désorption à Ilacétonitrile et analyse par HPLC (1989, 1e éd.)

NBN EN 481
Atmosphères des lieux de travail – Définition des fractions de taille pour le mesurage des particules en suspension dans l’air (1993, 1 e éd.)

NBN EN 482
Expositions sur les lieux de travail – Exigences générales concernant les performances des procédures de mesurage des agents chimiques (2012, 3e éd.)

NBN EN 689
Atmosphères des lieux de travail – Conseils pour évaluation de l’exposition aux agents chimiques aux fins de comparaison avec des valeurs limites et stratégie de mesurage (1995, 1e éd.)

NBN EN 838
Exposition sur les lieux de travail – Procédures pour le mesurage des gaz et vapeurs à l’aide de dispositifs de prélèvement par diffusion – Exigences et méthodes d’essai (2010, 2e éd.)

NBN EN 1076
Exposition sur les lieux de travail – Procédures pour le mesurage des gaz et vapeurs à l’aide de dispositifs de prélèvement par pompage – Exigences et méthodes d’essai (2010, 2e éd.)

NBN EN 1231
Air des lieux de travail – Systèmes de mesurage par tube détecteur à court terme – Exigences et méthodes d’essai (1997, 1e éd.)

NBN EN ISO 13137
Air des lieux de travail – Pompes pour le prélèvement individuel des agents chimiques et biologiques – Exigences et méthodes d’essai (2013, 1e éd.)

Émissions de sources fixes (13.040.40)

NBN T 95-001
Détermination du débit volumique gazeux dans un conduit à l’aide d’un tube de Pitot (avec erratum) (1979, 1e éd.)

NBN T 95-101
Détermination de l’indice pondéré des gaz de combustion (1978, 1e éd.)

NBN T 95-102
Détermination de l’indice de noircissement des gaz de combustion – Méthode par filtration sur papier (Echelle Bacharach) (1979, 1e éd.)

NBN T 95-201
Détermination de la concentration en acide sulfurique + trioxyde de soufre et de la concentration en dioxyde de soufre des effluents gazeux de procédés chimiques (1981, 1e éd.)

NBN T 95-202
Détermination de la concentration en trioxyde de soufre et de la concentration en dioxyde de soufre des gaz de combustion (1981, 1e éd.)

NBN T 95-301
Détermination de la teneur en oxydes d’azote des effluents gazeux – Photométrie à l’acide chromotropique (1977, 1e éd.)

NBN T 95-401
Détermination de la teneur en plomb, zinc, cadmium, cuivre. nickel et fer d’un flux gazeux (1979, 1e éd.)

NBN T 95-501
Détermination de la concentration en fluorures gazeux des effluents gazeux (1984, 1e éd.)

NBN T 95-502
Détermination de la concentration en fluorures particulaires des effluents gazeux (1984, 1e éd.)

NBN EN 1093-3+A1
Sécurité des machines – Évaluation de l’émission de substances dangereuses véhiculées par l’air – Partie 3: Méthode sur banc d’essai pour le mesurage du débit d’émission d’un polluant donné (2008, 2e éd.)

NBN EN 1093-4+A1
Sécurité des machines – Évaluation de l’émission de substances dangereuses véhiculées par l’air – Partie 4: Efficacité de captage d’un système d’aspiration – Méthode par traçage (2008, 2e éd.)

NBN EN 1948-1
Émissions de sources fixes – Détermination de la concentration massique en PCDD/PCDF et PCB de type dioxine – Partie 1: Prélèvement 2006, 2e éd.)

NBN EN 1948-2
Émissions de sources fixes – Détermination de la concentration massique en PCDD/PCDF et PCB de type dioxine – Partie 2: Extraction et purification de PCDD/PCDF (2006, 2e éd.)

NBN EN 1948-3
Émissions de sources fixes – Détermination de la concentration massique en PCDD/PCDF et PCB de type dioxine – Partie 3: Identification et quantification de PCDD/PCDF (2006, 2e éd.)

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Quelle amélioration choisir pour la fenêtre ?

Conserver les châssis existants en les modifiant éventuellement, et intervenir sur le vitrage

Le châssis peut être conservé lorsqu’il est isolant (bois, PVC, polyuréthane, alu à coupure thermique), en bon état et adaptable, c’est à dire qu’il peut, après intervention éventuelle, être équipé d’un double vitrage performant ou d’un survitrage.

Améliorer	Pour remplacer un vitrage par un vitrage plus isolant.
Améliorer	Pour savoir comment placer un survitrage.

Au survitrage, on préférera le double vitrage plus performant. La pose d’un survitrage est une amélioration thermique médiocre (U_g total de la double vitre > 3 W/m²K) qui ne se justifie que par les caractéristiques architecturales du châssis (esthétique, courbes compliquées, petits vitrages, nombreuses subdivisions, profilés trop fins ou impossibles à modifier, etc.), par le souci de ne pas diminuer la surface transparente de la fenêtre dans le cas de très petites surfaces vitrées. En outre, le survitrage nécessite un entretien plus important, puisque le nombre de face est doublé, et de la condensation périodique entre la vitre et le survitrage est difficile à éviter.

Si le châssis n’est pas isolant (métallique sans coupure thermique, par exemple) en bon état et adaptable, c’est-à-dire qu’il peut également, après intervention éventuelle, être conservé à condition que l’occupant accepte une condensation superficielle sur la face intérieure du châssis à certaines périodes.

Si le châssis existant présente une mauvaise étanchéité à l’air et ou à l’eau, autour des ouvrants, et au raccord du châssis avec la maçonnerie, celle-ci peut être améliorée.

Pour savoir comment améliorer l’étanchéité à l’air et à l’eau des châssis.

Remplacer les châssis existants avec les vitrages

Dans certains cas, on ne pourra faire l’économie du remplacement du châssis.

> Lorsque le châssis n’est plus adapté.

Suite à une modification d’affectation, le mode d’ouverture peut ne plus correspondre avec la fonction du local.
Avant de remplacer le vitrage au sein d’un châssis, il faut s’interroger sur les possibilités d’ouverture, de ventilation, … qu’offre le châssis et si elles sont encore suffisantes et appropriées à l’activité. Si le type d’ouvrant n’est pas approprié, seul le remplacement du châssis est possible.

> Lorsque le châssis est en mauvais état.

(1) Les châssis en bois : La durée de vie d’un châssis en bois sera fonction du soin consacré à son entretien. Les attaques du bois par des champignons ou des insectes sont dues à une protection et/ou un entretien insuffisant. La présence de condensation interne peut également être la cause de la dégradation des châssis en bois. Si le dormant et les ouvrants du châssis s’avèrent trop abîmés, on remplacera tout le châssis. Si seul l’ouvrant est endommagé, il est possible de remplacer uniquement ce dernier. Si seule une partie d’un cadre est endommagé et lorsqu’il est possible de la remplacer sans causer d’autres dommages, on peut remplacer seulement une partie du châssis (montant, traverse). Il convient alors d’utiliser du bois de durabilité suffisante.

Pour en savoir plus sur l’entretien des châssis en bois.

Améliorer	Pour connaître les possibilités d’amélioration de la condensation interne au châssis.
Concevoir	Pour réaliser le choix des châssis.
Améliorer	Pour connaître les techniques de remplacement d’un ouvrant.

(2) Les châssis en aluminium : La présence de corrosion est synonyme d’une mauvaise conception du châssis en aluminium. Aucune amélioration n’est envisageable.

(3) Les châssis en PVC : Ces châssis et principalement ceux de couleur foncée, sont sensibles aux ultraviolets. Des déformations du châssis dû au phénomène de dilatation thermique peuvent être la cause de fatigue et de fissuration au sein du châssis.

Remarque.
Pour tous les types de châssis, on vérifiera l’état et l’emplacement adéquat de pièces telles que les quincailleries, les cales et les feuillures.

> Lorsqu’un survitrage est insuffisant ou rejeté pour des raisons d’entretien, et que les feuillures ne sont pas adaptables au double vitrage.

Certains châssis ne permettent pas les modifications nécessaires pour pouvoir y incorporer un double vitrage (profils en bois trop faibles, profils en PVC ou Alu impossibles à modifier). Dans ce cas, seule la pose d’un survitrage est possible. Or l’efficacité isolante de celui-ci est nettement inférieure à celle d’un double vitrage performant. Si cette efficacité est jugée insuffisante, le châssis devra être remplacé. Ce sera également le cas lorsque l’on veut éviter de la condensation entre les vitres ou un entretien plus lourd.

> Lorsqu’un survitrage est insuffisant ou rejeté pour des raisons d’entretien, et que l’on ne désire pas diminuer la surface transparente.

La pose d’un double vitrage à la place d’un simple non seulement nécessite la modification des profils du châssis, mais diminue légèrement la surface vitrée. Si on refuse cette diminution de surface vitrée, seule la pose d’un survitrage est possible. Or l’efficacité isolante de celui-ci est nettement inférieure à celle d’un double vitrage performant. Si cette efficacité est jugée insuffisante, le châssis devra être remplacé. Ce sera également le cas lorsque l’on veut éviter de la condensation entre les vitres ou un entretien plus lourd.

> Lorsqu’on n’accepte pas de condensation sur un châssis en aluminium sans coupure thermique.

Un châssis en aluminium sans coupure thermique est particulièrement perméable à la chaleur et ses performances thermiques sont donc très médiocres. Son remplacement est donc fortement conseillé si le budget le permet.

De plus même muni d’un double vitrage, dans certaines conditions climatiques, la face intérieure d’un châssis en aluminium sans coupure thermique sera couverte de condensation. Si cette condensation n’est pas maîtrisée et provoque des dégâts en rive, ou qu’elle n’est simplement plus souhaitée, le châssis doit être remplacé.

Si le remplacement des châssis et des vitrages est inévitable, un choix approprié du types de vitrages et de châssis est à faire :

Pour réaliser le choix des vitrages.

Pour réaliser le choix des châssis.

Doubler les châssis existants

Doubler le châssis existant par un second châssis permet d’obtenir des performances thermiques et acoustiques très élevées. Elle est donc très efficace en matière d’utilisation rationnelle de l’énergie.

Cette technique coûte environ le même prix que le remplacement du châssis, mais elle n’est conseillée que lorsque le châssis existant est en bon état et que la modification d’aspect importante de la fenêtre est acceptée à l’intérieur ou à l’extérieur suivant l’endroit où a été placé le nouveau châssis.

Il ne faut pas, non plus, perdre de vue que cette option double la charge d’entretien des fenêtres.

Comment doubler un châssis.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir les luminaires – limiter l’éblouissement

Locaux sans ordinateur

Dans les locaux où il n’y a pas d’écran d’ordinateur, on cherchera principalement à limiter l’éblouissement direct des occupants.

Pour les luminaires ouverts traditionnels, les risques d’éblouissement sont réduits si le luminaire dispose de ventelles empêchant la vue directe des lampes à partir d’un certain angle de vision par rapport à la verticale (angle de défilement).

Luminaire a ventelles.

Recommandations
Angle de défilement maximum	60°
Rendement minimum	70 %

La norme NBN EN 12464-1 prévoit de limiter l’éblouissement direct par des ventelles en fonction de la luminance de la lampe :

Luminance de la lampe en kCd/m2	Angle maximum de défilement
20 à < 50	75°
50 à < 500	70°
>= 500	60°

Les luminaires basse luminance ne sont pas strictement nécessaires mais apportent un confort supplémentaire aux élèves. Leur prix est cependant supérieur par rapport aux simples luminaires avec ventelles blanches (les luminaires avec ventelles blanches ont souvent un très faible rendement).

Locaux avec ordinateurs

On peut éviter les réflexions parasites sur les écrans de deux manières différentes :

Avec des luminaires basse luminance

Le choix d’un luminaire dit « basse luminance » est la meilleure solution pour l’éclairage des locaux informatisés de surface relativement importante, quel que soit le type d’écran. Celui-ci ne doit pas être incliné de plus de 20° par rapport à la verticale (position courante de travail sur PC).

Pour prévenir tout risque de reflets dans les écrans quel que soit leur type, les normes recommandent pour un angle d’élévation de 65° des valeurs de luminance reprise dans le tableau ci-dessous et ce quel que soit le plan du luminaire considéré (C0, C30, …, C90) :

	Niveau limite de luminance moyenne des luminaires (cd/m²)
État de luminance élevé de l’écran	Écran à haute luminance L > 200 cd/m²	Écran à luminance moyenne L ≤ 200 cd/m²
Tâche de bureau classique	≤ 3 000	≤ 1 500
Besoin de détail	≤ 1 500	≤ 1 000
L’état de luminance élevé de l’écran (selon EN ISO 9241-302) décrit la luminance maximale de la partie blanche de l’écran, valeur fournie par le fabricant.

Cependant, la protection contre l’éblouissement se fait au détriment du rendement du luminaire (plus on dispose de ventelles devant la lampe pour limiter l’éblouissement, plus importantes seront les pertes).

Les constructeurs proposent différents types de luminaires « basse luminance » avec des angles d’élévation inférieurs à 65°. Dans ce cas, il est important de garantir le maintien d’un rendement acceptable. Pour ce faire, Laborelec (le laboratoire belge de l’industrie électrique) a établi un tableau synthétique donnant, pour différents angles d’élévation, un rendement minimum à respecter.

Type de travail sur ordinateur	Recommandation EN 12464-1 Angle d’élévation	Luminance < 200 cd/m² pour des angles g
		Recommandation Laborelec par rapport à la DIN 5035
		Angle d’élévation	rendement minimum
	Dans tous les plans	Dans les plans longitudinaux (C90), transversaux (C0) et diagonaux (C30 et C60)
Usage limité	65°	65°	65 %
Usage important mais non fatigant		60°	65 %
Usage intensif et fatigant		50°	55 %

En observant le tableau ci-dessus, on se rend compte que la DIN 5035 est plus précise et contraignante que la norme EN 12464-1. À l’heure actuelle, certains constructeurs proposent des luminaires dont les caractéristiques techniques tiennent compte des deux normes.

Exemple.

Ce luminaire basse luminance répond à la norme EN 12464-1. La luminance du luminaire est inférieure à 200 Cd/m² pour un angle de défilement > 65° et ce dans toutes les directions. Son rendement, avec 1 lampes T8 de 58 W est de 76 %. De plus, il est DIN 60.

Remarque.

Comme on l’a vu, la norme EN 12464-1 précise que pour un angle d’élévation de 65°, on considère tous les plans du luminaire; autrement dit, quel que soit la position du bureau et par conséquent l’angle de vue, les 200 Cd/m² ne peuvent pas être dépassés; ce qui n’était pas le cas dans les anciennes normes NBN L 13 – 006, IN 5035 (partie 7), CIBSE LG3 (1989) qui ne privilégiaient que certains plans. On en conclut, dans ce cas, que la EN 12464-1 est plus restrictive.

Le libre choix des luminaires équipés de lampes T5 ou T8 est laissé à l’auteur de projet. Toutefois on rappellera que pour comparer ces deux technologies il faut :

Vérifier que les constructeurs donnent des valeurs de rendement qui puissent être comparées (pour une même température ambiante),

Vérifier le prix.

Se rendre bien compte que les sources LED et les lampes T5 ont une luminance plus élevée que les lampes T8 donc risque d’éblouissement.

Avec des luminaires « lumière douce » ou à plexi performant

Écran à affichage positif… et … Écran à affichage négatif.

Les luminaires « lumière douce » ont une luminance nettement supérieure à 200 cd/m² pour des angles d’élévation > 65°.

Ils ne peuvent donc pas être utilisés en présence d’ordinateurs, sauf dans le cas très restreint d’écrans plats à affichage positif (caractères sombres sur fond clair) et bon traitement antireflet.

En effet, la norme européenne ISO 9241 admet qu’une luminance moyenne des luminaires de 1 000 cd/m² (avec des pointes de moins de 1 500 cd/m²) ne provoquera pas de réflexion gênante sur les écrans. Ceci s’explique par la réduction du contraste entre ce type d’écran et les réflexions qui peuvent y apparaître (attention, le contraste entre le fond d’écran et le texte diminue aussi, ce qui est un inconvénient !).

Les luminaires « lumière douce » respectent ce critère soit directement, soit moyennant une adaptation qui limite leur luminance moyenne (par exemple pour les lampes fluocompactes).

L’avantage de ce type de luminaire apparaît lorsqu’on utilise des ordinateurs portables. (En effet les recommandations Laborelec s’appliquent pour des écrans inclinés de 15° à 20° par rapport à la verticale). Dans le cas d’ordinateurs portables, l’utilisateur incline plus fortement son écran. Il risque alors d’apercevoir des reflets même si les luminaires sont à basse luminance. Un luminaire « lumière douce » ayant une luminance moyenne dans toutes les directions, même verticale, peut alors se justifier. Il existe des luminaires à plexi performant avec les mêmes avantages que la « lumière douce ».

Cas particulier : les bureaux individuels

Les recommandations ci-dessus s’appliquent pour la majorité des bureaux. Cependant, dans un petit bureau (bureau individuel), on peut placer le luminaire et/ou les postes de travail de manière telle qu’il n’y ait jamais de réflexion. L’angle sous lequel l’écran voit le luminaire reste alors toujours inférieur à 50 – 60°.

On peut alors toujours choisir un luminaire qui n’est pas basse luminance, par exemple à ventelles planes et diffusantes ou à plexi. Ces luminaires ont un prix inférieur par rapport aux luminaires identiques équipés de ventelles paraboliques. Ces derniers apportent cependant un « plus » au standing du local et donc contribuent au confort psychologique des occupants.

Exemple : bureau avant et après

Avant : 2 vieux luminaires 2 x 36 W BM avec du bruit et éclairage trop faible.

Après : 2 luminaires 1 x 35 W T5 BE-DIM avec un niveau d’éclairement x 1,5, une économie d’énergie > 50 %, < 2,5 W/m²/100 lux et confort visuel élevé !

Cas particulier : les circulations

Les couloirs de bureaux, d’école, …

Les circulations ne présentent aucune exigence en termes de basse luminance. Tout au plus faut-il éviter un éblouissement trop important en choisissant des luminaires comportant un système de défilement. Des luminaires ouverts à ventelles planes sont donc tout à fait indiqués (angle de défilement minimum de 75°).

Les couloirs d’hôpital, de maison de repos

Les couloirs d’hôpitaux et des maisons de repos nécessitent une attention particulière sachant que l’éblouissement dû au luminaire peut être important pour les patients alités. C’est la raison pour laquelle les luminaires à basse luminance sont intéressants.

Flexibilité du local

Dans certains locaux, le type de travail et/ou la disposition des postes de travail peuvent varier dans le temps. Dans ce cas, l’éclairage général ne peut privilégier aucune zone ni direction dans le local. Si tel était le cas, leur adaptation à une nouvelle situation doit se faire avec un minimum de manipulations.

Voici différents types de luminaires pouvant répondre à ces exigences :

des luminaires à distribution de lumière identique dans toutes les directions,

un éclairage à deux composantes : éclairage général moyen (direct ou indirect) associé à des luminaires individuels mobiles,

si, à terme, le local risque d’être équipé d’ordinateurs, on peut préventivement envisager des luminaires à basse luminance,

si des bureaux individuels risquent d’être regroupés en bureaux paysagers, il est préférable de les équiper de luminaires basse luminance.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir un fluide frigorigène [Concevoir – Froid alimentaire]

Il existe différents types de fluides frigorigènes sur le marché. En voici les critères de choix :

L’impact environnemental

Reprenons différents fluides en fonction de leur impact environnemental dans le tableau ci-dessous. Ce tableau met bien en évidence le fait que les HFC sont en sursis comme le prévoit la réglementation européenne (règlementation dite F-gaz). Celle-ci prévoit en effet une réduction d’utilisation de 79% de l’utilisation des gaz fluorés d’ici 2030 par rapport à l’utilisation faite en 2015.

Aujourd’hui les solutions de remplacement ne sont pourtant si pas évidentes. Il faudra s’orienter vers des (nouveaux ?) fluides à faible Potentiel de Réchauffement Global (PRG) ou des fluides naturels.

Cependant, pour ces derniers, il faudra faire face aux contraintes de sécurité associées au CO₂ (haute pression) au propane et au butane (inflammabilité) et à l’ammoniac (toxicité).

	ODP (/R-11)	GWP (kg éq. de CO2)		ODP (/R-11)	GWP (kg éq. de CO2)
CFC (interdits)			Mélanges de HCFC
R-11	1	4 000	R-404A	0	3 260
R-12	0,8	8 500	R-407C	0	1 530
R-502	0,2	5 490	R-410A	0	1 730

HCFC			Mélanges à base R-22
R-22	0,04	1 700	R-408A	0,7	2 650

HFC (corps purs)			Autres
R-134a	0	1 300	Propane / Butane	0	20
R-125	0	2 800	Ammoniac	0	<1
R-143a	0	3 800	CO2	0	1

Remarque : certains imaginent qu’à défaut de trouver le gaz parfait, on pourrait produire le froid dans des machines frigorifiques très compactes (donc contenant peu de fluide), puis transférer le froid par des caloporteurs (eau glycolée, CO₂,.). Dans ce cas, le problème du fluide ou de sa sécurité est moins crucial.

L’impact énergétique (ou qualité thermodynamique)

Par ses propriétés thermodynamiques, le fluide frigorigène influence la consommation énergétique de la machine frigorifique. Pour illustrer ce point, nous reprenons ci-dessous les résultats d’une étude comparative entre 5 fluides différents, utilisés dans une même machine, avec les mêmes conditions de fonctionnement.

Source : ADEME, « le froid efficace dans l’industrie ».

Dans chaque cas, l’objectif est de produire une puissance frigorifique de 100 kW.

	NH3	R-134a	R22	propane	R-404A
Puissance effective sur l’arbre [kW]	30,7	30,9	32,1	33,1	35,1
Coefficient de performance frigorifique	3,26	3,24	3,12	3,03	2,85
Débit volumique balayé dans le compresseur [m³/h]	239	392	224	250	217
Débit volumique de liquide frigorigène [m³/h]	0,53	1,91	1,75	2,42	2,70
Température de refoulement de la compression réelle adiabatique [°C]	156	60	87	63	59

Hypothèses de l’étude

Cycle à compression monoétagée;
Température d’évaporation : – 15°C;
Surchauffe à la sortie de l’évaporateur : 5 K;
Surchauffe à l’entrée du compresseur : 10 K;
Température de condensation : 30 °C;
Sous-refroidissement en sortie de condenseur : 5 K
Taux d’espace mort du compresseur : 3 %.

Analyse

Les températures de refoulement de la compression indiquée sont légèrement plus élevées qu’en réalité parce que le compresseur est placé dans une situation de non-échange avec l’extérieur (adiabatique). Par exemple, le compresseur réel à l’ammoniac qui échangerait 1/10 de sa puissance sur l’arbre aurait une température au refoulement d’environ 142°C.

On constate que le groupe au R-404A consomme 14 % de plus que le groupe à l’ammoniac. La machine équipée de propane n’est pas très performante non plus.

Le R-134a est très performant sur le plan énergétique. Par contre, le débit volumique balayé par le compresseur est nettement plus élevé, ce qui va augmenter la taille du compresseur et des conduites d’aspiration (coût d’investissement plus élevé).

L’ammoniac présente un très faible débit volumique de liquide frigorigène et donc un faible diamètre de la conduite de liquide.

Reprenons les chiffres du COP frigorifique en partant d’une référence 100 pour le R-22 :

	NH3	R-134a	R22	propane	R-404A
Coefficient de performance frigorifique	3,26	3,24	3,12	3,03	2,85
Si le R-22 est pris en référence 100 :	105	104	100	97	91

Des résultats similaires ressortent d’une autre étude relatée par l’ASHRAE, avec comme différence notable un coefficient 99 pour le R-404A. Il faut dire que ce genre d’étude est fonction des options choisies : prendre la même machine frigorifique et changer juste le fluide, ou optimiser tous les composants en fonction des caractéristiques de chaque fluide pour produire la même puissance ?

Cette deuxième étude fournit les coefficients pour d’autres fluides :
R-410A : 99
R-407C : 95

À noter que les débits demandés par le R-407C sont, à 1 % près, identiques à celui du R-22 : il a justement été conçu comme fluide de remplacement. Il est malheureusement zéotrope et présente donc un glissement de température lors du changement d’état (un « glide ») de 7,2 °C, ce qui lui fait perdre 5 % de rendement énergétique.

Conclusion

L’ammoniac et le R-134a présentent une performance énergétique meilleure, mais cet avantage n’est pas suffisant que pour conclure sur ce seul critère.

La sécurité d’usage

De nombreuses études poussées sont menées sur les aspects :

toxicité (par inhalation);
action biologique (cancers, malformations des nouveaux-nés);
action sur les denrées entreposées en chambre froide;
inflammabilité.

Certains critères sont facilement quantifiables

par la concentration limite d’exposition (exprimée en ppm);
par la limite inférieure d’inflammabilité (concentration, en volume, dans l’air sous la pression atmosphérique).

Ce qui a permis de définir un code sécurité (Standard 34 Safety Group) :

	NH3	R-134a	R22	propane	butane	R-407C	R-404A	R-410A
Conc. limite d’exposition (ppm)	25	1 000	1 000	2 500	800	1 000	1 000	1 000
limite inf. d’inflammabilité (%)	14,8	–	–	2,3	1,9	–	–	–
Code sécurité	B2	A1	A1	A3	A3	A1	A1	A1

La toxicité de l’ammoniac et l’inflammabilité des hydrocarbures entraînent des mesures de sécurité toutes particulières pour leur usage.

La norme NBN EN 378-1 traitant des Systèmes de réfrigération et pompes à chaleur – Exigences de sécurité et d’environnement – Partie 1: Exigences de base, définitions, classification et critères de choix est une norme utilisée plutôt pour la conception, la fabrication, l’installation, le fonctionnement et la maintenance des installations frigorifiques. Cependant, elle nous donne aussi une idée précise dans l’évaluation des risques liés à l’utilisation de ces fluides.

Les contraintes techniques

Elles sont nombreuses (niveaux de pression requis, comportement du fluide en présence d’eau, viscosité et donc tendance à fuir de l’enceinte, commodité de détection d’une fuite) et vont influencer l’efficacité et la fiabilité de l’installation.

Une des contraintes fort importantes est le couple formé par le fluide frigorigène et l’huile de lubrification.

De l’huile est nécessaire au bon fonctionnement du compresseur. Un séparateur d’huile est prévu à la sortie du compresseur, mais son efficacité n’est jamais totale. Et la petite quantité d’huile entraînée par le fluide risque de se déposer au fond de l’évaporateur (basse température et faible vitesse). L’échange thermique est diminué et, à terme, l’huile risque de manquer au compresseur. Si autrefois la miscibilité entre le fluide CFC et les huiles minérales était très bonne (le fluide « entraînait » avec lui une certaine dose d’huile assurant une lubrification permanente), il faut aujourd’hui adopter des huiles polyolesters, plus coûteuses, très sensibles à la présence d’eau, et dont on doit vérifier la compatibilité avec les différents matériaux en contact (métaux, joints élastomères, vernis moteur,.).

L’élimination des fluides frigorigènes chlorés, bonne chose pour l’ozone stratosphérique, en est une mauvaise pour la lubrification, le chlore étant bénéfique à la présence du film d’huile. L’emploi d’additifs divers dans les huiles a dû y suppléer.

Le coût

Le prix au Kg du frigorigène est très différent selon qu’il s’agisse d’un fluide simple, comme l’ammoniac, ou d’un fluide plus complexe comme un mélange de HFC.

Mais le coût du fluide frigorigène rapporté à celui de l’installation se situe entre 1 et 3 %, ce qui reste faible. Et les coûts indirects liés au choix du fluide (dispositifs de sécurité, équipements électriques anti-déflagrant, conception étanche du local technique,…) sont sans doute plus déterminants.

Les tendances futures

En HVAC, l’utilisation courante des fluides frigorigènes CFC (R11, R12 et R502) et HCFC (R22) a été proscrite, car ils avaient le pouvoir de détruire la couche d’ozone et de renforcer l’effet de serre.

Depuis 1990 est apparue une nouvelle famille : les HFC, fluides purement fluorés, dont le R-134a est le plus connu. Malgré tout, ce genre de fluide frigorigène n’est pas idéal sur le plan de l’environnement. Dès lors, l’utilisation dégressive de ces gaz fluorés est imposée par la réglementation. On devra alors s’orienter vers des fluides à potentiel de réchauffement global faible. Cela passera très certainement par :

L’élargissement de l’utilisation des fluides toxiques (amoniac) et inflammables (propane, butane)
Le développement de nouvelles molécules et de nouveaux mélanges
La réduction drastique de la charge et confinement du fluide frigorigène
Le retour du CO₂

À ce sujet, une étude a été menée en France par Armines CES, le Cemafroid et ERéIE pour l’AFCE avec le soutien de l’ADEME et d’UNICLIMA. Ce rapport présente notamment un série d’alternatives par secteur. Vous pouvez le télécharger en cliquant ici.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Mesurer le rendement d’un groupe de ventilation

Mesure du débit d’air

La mesure du rendement d’un ensemble moteur – ventilateur demande l’utilisation d’un manomètre et d’un anémomètre (ou d’un tube de Pitot).

Le débit d’air est mesuré dans une section de gaine droite après le ventilateur. Par exemple le débit mesuré vaut 5 718 m³/h ou 1,588 m³/s.

Mesure des pertes de charge

Il s’agit de déterminer les pertes de charge du groupe de ventilation. Pour cela, il est nécessaire de mesurer la pression avant le groupe (avant les filtres et batteries), avant et après le ventilateur.

Exemple.

Pression extérieure	0 Pa (par défaut)
Pression avant le groupe (a)	– 89 Pa
Pression avant le ventilateur (d)	– 322 Pa
Pression après le ventilateur (e)	93 Pa
Pression dans le local	0 Pa (par défaut)

La perte de charge du réseau = la perte de charge avant le groupe + la perte de charge de la distribution = (0 Pa – (- 89 Pa)) + (93 Pa – 0 Pa) = 182 Pa
La puissance utile nécessaire à vaincre cette perte de charge = 182 Pa x 1,588 m³/s = 289 W
La perte du monobloc de ventilation = la pression avant le ventilateur – la pression à l’entrée du monobloc = (- 89 Pa – (- 322 Pa) = 233 Pa
La puissance utile nécessaire à vaincre cette perte de charge = 233 Pa x 1,588 m³/s = 370 W
La perte de charge totale de l’installation = 182 Pa + 233 Pa = 415 Pa
La puissance utile de l’installation = 415 W x 1,588 m³/s = 659 W
La puissance électrique absorbée par le moteur mesurée grâce à un compteur d’énergie = 1 730 W
Les pertes de l’ensemble moteur – ventilateur = 1 730 W – 659 W = 1 071 W
Rendement de l’ensemble moteur – ventilateur = Puissance utile / Puissance absorbée = 659 W / 1 730 W = 0,38 = 38 %

Récapitulatif des pertes du système de ventilation
Réseau de distribution	17 %
Monobloc (filtres, batteries)	21 %
Moteur, transmission, ventilateur	62 %

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Auditer son bâtiment – Mode d’emploi

Remarque : les audits en ligne et les versions Excel correspondantes datent de 2003. Elles sont toujours valables dans le principe de questionnement et dans les propositions d’amélioration énoncées. Toutefois il est possible que certaines valeurs ne soient plus d’actualité.

[1] LES OBJECTIFS

L’audit proposé est extrêmement simplifié, accessible à un gestionnaire technique non spécialisé en évaluation énergétique. Son originalité est de pointer du doigt les gaspillages énergétiques et d’énoncer les améliorations possibles.
Qualitatif et visuel, il ne demande aucun relevé fastidieux (pas de relevé de surfaces, par exemple). Mais il ne faut dès lors pas en attendre l’évaluation chiffrée d’un problème…
Deux entrées possibles :

L’entrée « normale » agrémentée d’images et de schémas, complétée par des boutons pour approfondir l’évaluation et/ou détailler la mise en œuvre de l’amélioration.
L’entrée « pro » réalisée sur fichiers Excel, sans images ni boutons, qui délivre une fiche des améliorations triées par priorité. Ici les coefficients de pondération peuvent être modifiés par l’auditeur.

Dans le premier cas, l’auditeur fait confiance aux coefficients moyens proposés. Dans le deuxième, l’auditeur peut les modifier. Par exemple, s’il se rend compte qu’il est dans une situation très favorable, il augmentera les coefficients de rentabilité et d’impact énergétique utilisés (accès dans la feuille calcul du fichier Excel).

Remarque

Tous les pourcentages d’économie proposés se rapportent au poste concerné et non à l’ensemble de la consommation du bâtiment. Par exemple, si 50 % est proposé pour le placement d’un récupérateur de chaleur sur l’air extrait du bâtiment, cela signifie 50 % du poste « chauffage de l’air neuf ».
Cela ne dit pas ce que représente ce poste dans l’ensemble de la consommation du bâtiment. Pour cela on peut consulter les infos :

[2] LE QUESTIONNAIRE

Le questionnaire permet de repérer des gaspillages énergétiques.
Pour chaque question, 4 réponses sont proposées :

oui	La qualité énergétique est jugée correcte.
non	Il y a gaspillage énergétique. Pour en apprécier l’importance, 3 niveaux d’occurrence sont proposés : marginal (pour une partie minime de l’installation, ou très ponctuellement). fréquent (pour une partie de l’installation, ou pour une partie de sa durée d’utilisation). généralisé (pour toute l’installation et pendant toute sa période de fonctionnement). Ex : soit un parc de 6 photocopieuses. A la question : « Les photocopieuses sont-elles coupées la nuit ? » « 1 » signifie qu’ une ou deux machines restent allumées la nuit et « 3 » souligne le fait que toutes les photocopieuses restent allumées. Cette estimation donnera du relief à l’audit.
?	A cocher si l’information n’est pas connue.
sans objet	A cocher si la question ne concerne pas le bâtiment ou l’installation.

Le bouton permet d’accéder à des informations complémentaires pour répondre à la question et analyser la situation.

[3] LE BILAN

Deux valeurs variant chacune de 1 à 3 sont attribuées aux améliorations proposées :
1° – L’impact : l’amélioration entraîne une économie d’énergie relative* faible (1), moyenne (2) ou importante (3).

*Économie relative par rapport au poste. Par exemple, on attribue un fort impact (3) à une mesure qui permet une économie de 80 % sur la consommation des photocopieurs, ainsi qu’à une autre mesure qui économise 80 % sur la consommation des fax. Mais selon la quantité de chacun de ces équipements présente dans le bâtiment, l’impact en valeur absolue (le nombre de kWh) sera différent !

2° – La rentabilité : l’investissement est peu (1), moyennement (2) ou très rentable (3).
Ces 2 valeurs aident à choisir les améliorations à étudier en priorité selon qu’on attache de l’importance à, respectivement,

diminuer la production de CO₂ du bâtiment et la facture énergétique (impact),
ou à récupérer rapidement son investissement (rentabilité).

Une troisième valeur, intitulée « priorité« , est alors déduite : c’est le produit de ces 2 valeurs et de l’occurrence introduite dans le questionnaire. Elle varie donc de 27 (vraiment prioritaire) à 1 (tout à fait accessoire).
De l’ensemble peut être extrait un véritable plan d’actions : cliquez le bouton pour accéder au détail de mise en œuvre de chaque mesure !

Ce sont bien entendu des valeurs forfaitaires qu’il vous appartient d’évaluer de façon spécifique pour le bâtiment audité (dans Excel, les coefficients sont modifiables). Les améliorations proposées doivent être étudiées en détail et comparées avant d’être appliquées. Cet audit automatisé ne saurait constituer une ligne de conduite à suivre les yeux fermés !

[4] L’ENREGISTREMENT

Par l’entrée « normale« , il est possible d’enregistrer le résultat de l’audit sur votre disque dur. Cependant, à partir de cette copie locale, les hyperliens vers « Énergie + » ne fonctionneront plus.

Par l’entrée « pro« , vous pouvez enregistrer la feuille Excel et la faire fonctionner sur votre disque dur. Vous pouvez y modifier les coefficients d’impact et de rentabilité, ainsi que la formulation des améliorations proposées et des remarques les accompagnant (accès dans la feuille « liste améliorations » du fichier Excel).

Remarque.

Il arrive que le programme excel désactive les macros lorsque le niveau de sécurité choisi est élevé (affichage d’un message à l’ouverture du fichier). Dans ce cas, l’audit ne fonctionnera pas.
Pour remédier à cette situation, vous pouvez modifier le niveau de sécurité : choisissez « Option » dans le menu « Outil ». Sélectionnez ensuite l’onglet « Sécurité ». Cliquez sur le bouton « Sécurité des macros… » situé en bas à droite de la fenêtre, et choisissez le niveau de sécurité moyen ou faible.

Découvrez cet exemple d’audit éclairage dans une école.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir le mode de pose de l’étanchéité

Les étanchéités bitumineuses

– Sur du béton ou du béton léger monolithe, l’étanchéité bitumineuse peut être :

si un lestage lourd est possible,
- posée en indépendance,
- posée en adhérence totale par collage à froid, collage au bitume ou soudage,
si un lestage lourd n’est pas possible,
- posée en semi-indépendance par collage à froid,collage au bitume ou soudage,
- (éventuellement) fixée mécaniquement à l’aide de vis.

– Sur des panneaux en béton cellulaire ou en fibro-ciment, l’étanchéité bitumineuse peut être :

si un lestage lourd est possible,
- posée en indépendance,
si un lestage lourd n’est pas possible,
- posée en adhérence totale par collage au bitume ou soudage avec bandes libres sur tous les joints,
- posée en adhérence totale par collage à froid avec bandes de pontage sur les joints d’about,
- posée en semi-indépendance par collage à froid, collage au bitume ou soudage, avec bandes de pontage sur les joints d’about,
- (éventuellement) fixée mécaniquement à l’aide de vis.

– Sur des panneaux multiplex en particules de bois, l’étanchéité bitumineuse peut être :

si un lestage lourd est possible,
- posée en indépendance,
si un lestage lourd n’est pas possible,
- posée en adhérence totale par collage au bitume ou soudage avec bandes de pontage sur les joints d’about,
- posée en adhérence totale par collage à froid,
- posée en semi-indépendance par collage à froid, collage au bitume ou soudage,
- fixée mécaniquement à l’aide de clous ou de vis.

– Sur des panneaux en fibre de bois liées au ciment, l’étanchéité bitumineuse peut être :

si un lestage lourd est possible,
- posée en indépendance,
si un lestage lourd n’est pas possible,
- posée en adhérence totale par collage à froid, collage au bitume ou soudage.

– Sur des planchers en bois, l’étanchéité bitumineuse peut être :

si un lestage lourd est possible,
- posée en indépendance,
si un lestage lourd n’est pas possible,
- fixée mécaniquement à l’aide de clous ou de vis.

– Sur des panneaux isolants en mousse de polyuréthane (PUR), en mousse de polyisocyanurate (PIR) ou en mousse résolique (PF) revêtus, l’étanchéité bitumineuse peut être :

si un lestage lourd est possible,
- posée en indépendance,
si un lestage lourd n’est pas possible,
- posée en adhérence totale par collage à froid,
- posée en semi-indépendance par collage à froid, collage au bitume ou soudage,
- fixée mécaniquement au support, à travers l’isolant, à l’aide de clous ou de vis.

– Sur des panneaux isolants en mousse de polystyrène expansé (EPS) revêtus, l’étanchéité bitumineuse peut être :

si un lestage lourd est possible,
- posée en indépendance,
si un lestage lourd n’est pas possible,
- posée en adhérence totale par collage à froid,
- posée en semi-indépendance par collage à froid ou collage au bitume,
- fixée mécaniquement au support, à travers l’isolant, à l’aide de clous ou de vis.

– Sur des panneaux isolants en laine de roche (MW) ou en perlite (EPB), l’étanchéité bitumineuse peut être :

si un lestage lourd est possible,
- posée en indépendance,
si un lestage lourd n’est pas possible,
- posée en adhérence totale par collage à froid ou collage au bitume, lorsque les panneaux ne sont pas revêtus d’un film thermofusible,
- posée en adhérence totale par soudage lorsque les panneaux sont soudables,
- fixée mécaniquement au support, à travers l’isolant, à l’aide de clous ou de vis.

– Sur des panneaux isolants en liège (ICB), l’étanchéité bitumineuse peut être :

si un lestage lourd est possible,
- posée en indépendance,
si un lestage lourd n’est pas possible,
- posée en adhérence totale par collage à froid ou collage au bitume,
- fixée mécaniquement au support, à travers l’isolant, à l’aide de clous ou de vis.

– Sur des panneaux isolants en verre cellulaire (CG), l’étanchéité bitumineuse est généralement :

posée en adhérence totale par collage à froid, collage au bitume ou soudage,
posée en semi-indépendance par collage à froid, collage au bitume ou soudage.

– Sur une étanchéité existante qui ne pose pas de problème, mais dont la durée de vie touche à sa fin, l’étanchéité bitumineuse peut être posée en adhérence totale par collage à froid, collage au bitume ou soudage.

Les étanchéités synthétiques

(D’après le tableau 1 de la NIT 151 du CSTC).
La pose des étanchéités synthétiques varie selon le matériau et est différente de celle des étanchéités bitumineuses. Exemples:

Les élastomères

EPDM Copolymère d’éthylène, de propylène et de diène-monomère vulcanisé

Il sera posé en adhérence totale, en adhérence partielle ou en pose libre lestée. L’adhérence au support se fait par collage à l’aide de colle à chaud à base de bitume et d’EPDM, à l’aide de colle de contact, ou à l’aide de bitume lorsque les feuilles sont pourvues d’une couche dorsale constituée d’un voile qui sert à réaliser l’adhérence avec le bitume.Des membranes EPDM pourvues en leur sous-face d’une couche de bitume modifié SBS existent. Elles peuvent être soudées au chalumeau.Sur des tôles profilées en acier, l’EPDM est fixé mécaniquement au niveau des joints ou avec un système de vis spéciales qui ne traversent pas la membrane.

Les plastomères

PVC Polymère de chlorure de polyvinyle avec plastifiantLes membranes en PVC peuvent être soit fixées mécaniquement selon différentes méthodes (lorsqu’elles sont résistantes aux UV), soit être posées librement et lestées.Elles peuvent également être collées à la colle de contact ou au bitume chaud (dans le cas d’un PVC résistant au bitume).Dans de nombreux cas, comme avec le PVC non armé, il est utile de fixer l’étanchéité le long des rives pour maîtriser le retrait.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’étanchéité à l’air

Importance d’une bonne étanchéité

Le confort

Une mauvaise étanchété à l’air des bâtiments engendre des courants d’air et provoque une sensation d‘inconfort.

Exemple : courants d’air au niveau des joints de fenêtre et de porte.

Un cas typique conduisant à l’établissement d’un courant d’air est celui d’un plateau de bureaux paysager où des fenêtres donnent sur deux façades d’orientations différentes : suite à l’effet du vent, une façade est en surpression et l’autre en dépression, entraînant un courant d’air transversal. Cet effet de courant d’air se fait d’autant plus ressentir que les radiateurs placés devant les fenêtres ne couvrent pas toute la largeur de celles-ci et ne compensent pas l’infiltration d’air froid.

Le même phénomène se présente lorsqu’il y a des portes donnant sur l’extérieur et non protégées par un sas.

De plus, le manque d’étanchéité à l’air engendre un affaiblissement de l’isolation acoustique, ce qui pose surtout problème dans les villes.

Les économies d’énergie / la puissance de chauffe

Les économies d’énergie

En hiver, l’air chaud s’échappe par les fuites d’air d’un bâtiment trop peu étanche, l’air froid s’y engouffre. Un taux de ventilation réel de 0,5 renouvellement/h pour un bâtiment de dimension 60 m x 10 m x 12 m, soit 7 200 m³ va entraîner une consommation hivernale de :

(0,5 x 7 200) [m³/h] x 5 800 [h] x 0,34 [Wh/m³.K] x (15° – 6°) / 1 000

= 64 000 [kWh/an]

où,

5 800 est le nombre d’heures de la saison de chauffe
0,34 Wh/m³xK est la capacité thermique de l’air.
15° est la température moyenne intérieure, tenant compte d’un abaissement nocturne et d’un apport équivalent de 3° par les apports « gratuits »
6° est la température moyenne extérieure hivernale dans le centre de la Belgique

Soit un équivalent de +/- 4 000 € par an , si la chaleur est fournie par du combustible fuel à 0,625 €/litre.

L’impact de l’inétanchéité à l’air d’un bâtiment est d’autant plus important que celui-ci est récent et donc bien isolé. En effet, la part des pertes dues à la ventilation dans le total des déperditions y est beaucoup plus importante.

La puissance de chauffe

Le dimensionnement de l’installation de chauffage se fait sur base des pertes de chaleur par transmission (par les murs, les fenêtres, la toiture, …) et des pertes de chaleur par ventilation. Si l’étanchéité du bâtiment est très mauvaise, les pertes de chaleur par ventilation seront plus importantes que celles dont on aura tenu compte dans les calculs menant au dimensionnement de la chaudière (la norme NBN 62-003 prévoit un taux de renouvellement horaire de l’air de 1), la chaudière sera sous-dimensionnée par rapport aux besoins réels et, par temps très froid, on n’arrivera pas à chauffer convenablement.

Exemple.

Le CSTC a été appelé dans une école où il s’était avéré impossible de chauffer les locaux au-delà de 10 à 13 °C durant les moments froids et venteux de l’hiver 1984-1985, malgré une installation de chauffage correctement dimensionnée. Il a mesuré une étanchéité n₅₀ de 30/h, ce qui correspond à un taux de ventilation réel saisonnier moyen de 1,5/h… Les parois étaient réalisées en blocs de béton poreux, laissés apparents (sans plafonnage). Et par temps venteux, l’air extérieur traversait la paroi…

Mais ce cas est très rarement rencontré.

Le mauvais fonctionnement du système de ventilation

Le système de ventilation ne fonctionnera correctement que si le bâtiment est relativement étanche à l’air.

Dans son article « La ventilation et l’infiltration dans les bâtiments : la situation en Belgique » (1986), le CSTC précise qu’un système de ventilation mécanique ne peut fonctionner correctement que pour un taux de renouvellement de l’air à 50 Pa (n₅₀) inférieur à 5/h.

Niveaux de référence

Étanchéité globale

En Wallonie, il n’existe pas de recommandations concernant l’étanchéité à l’air globale d’un bâtiment.

Par contre, la norme européenne EN 13779 recommande un taux de renouvellement d’air maximum à 50 Pa (n50) :

de 1/h pour les bâtiments hauts (> 3 étages);
de 2/h pour les bâtiments bas.

On peut également se référer à la norme NBN D 50-001 qui recommande :

n₅₀ < 3/h si ventilation mécanique,
n₅₀ < 1/h si récupérateur de chaleur.

À titre de comparaison, la région de Bruxelles-Capitale imposera en 2018 un niveau d’étanchéité à l’air n₅₀ < 0.6/h pour toute construction neuve, et n₅₀ < 0.72/h pour les rénovations assimilées à de la construction neuve.

Étanchéité des fenêtres

En Belgique, les bâtiments des services publics doivent satisfaire aux exigences d’étanchéité suivantes :

Hauteur du bâtiment (h en [m])	η₅₀ [m³/h.m]
h < 10	< 3,8
10 < h < 18	< 1,9
h > 18	< 1,3

Source : STS 52 Menuiserie extérieure en bois : fenêtres, portes-fenêtres, façades légères – Bruxelles – 2005.

Ces exigences sont relativement sévères par rapport aux autres pays (seuls les pays scandinaves ont des exigences plus sévères).

La figure ci-dessous donne un aperçu des valeurs d’étanchéité à l’air des menuiseries imposées par un certain nombre de pays occidentaux.

Aperçu des exigences d’étanchéité à l’air des menuiseries dans différents pays occidentaux.

Comment évaluer sa situation ?

1° possibilité : faire procéder à une évaluation par une société spécialisée

On peut faire réaliser des essais de pressurisation du bâtiment pour mesurer l’étanchéité globale et localiser les fuites. Si cette technique fonctionne bien pour un bâtiment domestique, il semble difficile de l’appliquer pour un bâtiment tertiaire.
On peut procéder à une analyse par gaz traceur : une dose bien connue de gaz est dispersée dans une ambiance; une heure plus tard, on vient mesurer quelle est la teneur du gaz encore présente; si celle-ci est faible, c’est que le taux de ventilation est élevé.

2° possibilité : évaluer approximativement sa propre situation

Ci-dessous, nous vous proposons d’analyser votre bâtiment. Ces observations permettront de situer votre bâtiment par rapport à d’autres bâtiments (statistiques) dans lesquels des mesures de pressurisation ont été faites.

A. Observation de la situation

Observation des parties courantes

On vérifie que les murs, s’ils sont réalisés en matériaux poreux (maçonneries de briques, blocs de béton lourds ou légers, …) sont recouverts d’une couche étanche à l’air. Celle-ci peut être un plafonnage, des plaques de plâtres enrobées correctement rejointoyées, un pare-vapeur correctement placé. Une couche épaisse de peinture filmogène est également valable au niveau de l’étanchéité à l’air. Une couche isolante en matériau synthétique ou en verre cellulaire correctement posée rend également le mur étanche à l’air.
Remarques.

En cas de mur creux dont la maçonnerie intérieure est apparente, l’enduit étanche à l’air peut avoir été placé sur le mur intérieur du côté coulisse; dans ce cas, elle n’est pas visible à l’oeil.

Il arrive que les murs soient enduits jusqu’au faux plafond mais pas au-delà. Dans ce cas, si le faux plafond n’est lui-même pas étanche à l’air, on ressentira des fuites au niveau du faux plafond.

De la même façon, on vérifie que la toiture inclinée, si les locaux sous les combles sont utilisés, dispose d’une bonne étanchéité à l’air. C’est le cas si la finition intérieure est constituée d’un plafonnage, de plaques de plâtre enrobées correctement rejointoyées, de panneaux de fibres de bois liées au ciment, avec enduit. Cette étanchéité à l’air est également assurée avec un pare-vapeur correctement placé ou avec un isolant peu perméable à l’air (mousses synthétiques, verre cellulaire) si celui-ci est correctement posé. Au contraire, le plafond n’est pas rendu étanche par un lambris en planchettes de bois ou par des lamelles en aluminium avec joints ouverts. Il ne l’est pas non plus dès que la finition intérieure est perforée par des canalisations électriques ou pour toute autre raison.

Les toitures plates correctement réalisées (toitures chaudes ou toitures inversées) sont automatiquement étanches à l’air à cause de la présence du pare-vapeur et de la membrane d’étanchéité continue caractéristique des toitures plates. La toiture froide doit être proscrite car la ventilation de l’espace situé entre l’étanchéité et l’isolant augmente les risques de courants d’air néfastes.

Observation des raccords et percements

Les infiltrations d’air peuvent avoir lieu au niveau :

Des châssis de fenêtres :Remarque : on croit souvent que les pertes par les fenêtres représentent la majorité des pertes par infiltrations. Or, il apparaît que ces pertes n’en représentent en moyenne que 20 % bien que, dans certains cas (cas des menuiseries les moins étanches (n50 de 20 à 40 m³/hxm), elles s’élèvent jusqu’à 75 % de la totalité de ces pertes.

Des raccords entre les éléments de la construction (façade/toiture, façade/plancher au niveau de la plinthe, …).

Des percements (passage de conduites, portes, caisson de volet, boîtiers électriques, …).

Des raccords entre les menuiseries et les maçonneries.

Mauvais raccord entre le mur et la menuiserie.

Il convient donc de vérifier la jonction entre les différents éléments de construction, ou un percement dès que ce dernier touche la couche de la façade qui assure l’étanchéité à l’air.
Cette vérification se fait :

Soit à l’œil ou à la main.

Soit à l’aide d’une feuille de papier,par exemple, pour vérifier l’étanchéité à l’air entre l’ouvrant et le dormant d’un châssis, on y place une feuille de papier. Si cette feuille coincée ne se déchire pas lors de la tentative d’extraction, l’étanchéité n’y est sans doute pas terrible…!

Soit à l’aide d’une bougie que l’on place devant les joints des zones à risque.

Des tâches de poussière peuvent également servir d’indice d’une mauvaise étanchéité locale.

Enfin au niveau des fuites évidentes, une mesure plus précise peut être réalisée grâce à un anémomètre à fil chaud.

Au niveau du châssis même, on vérifie qu’il existe un joint entre l’ouvrant et le dormant du châssis. Ce joint d’étanchéité à l’air doit être en bon état et continu on vérifie en particulier sa continuité aux angles où il a tendance à se détacher plus vite. Il doit être dans un même plan sur tout le pourtour du châssis.

On vérifie aussi l’état du joint entre le cadre et le vitrage. Celui-ci ne peut êre fissuré ou décollé. Il ne peut avoir perdu sa souplesse.

B. Confrontation des observations aux statistiques

Certaines études statistiques ont été effectuées sur l’étanchéité de bâtiments existants.
Elles concernent :

l’étanchéité des menuiseries,
l’étanchéité des murs,
l’étanchéité de la toiture inclinée.

En vous basant sur ces études et sur les caractéristiques propres à votre bâtiment, il est possible d’en estimer par comparaison, l’étanchéité. Pour vérification, le résultat obtenu en additionnant les volumes d’air infiltré liés à ces différentes causes, peut être comparé à des observations statistiques :

d’étanchéité globale.

Étanchéité des menuiseries

Les anciennes menuiseries des immeubles existants ne répondent pas aux niveaux d’étanchéité recommandés. Nous n’avons pas trouvé de rapport de mesures faites en Belgique. Par contre, une étude menée aux Pays-Bas par Mr Van Gunst (1959) (1) et Mrs De Gids et Knoll (1981) (2) révèle notamment que :

La plupart des châssis construits avant 1959 ne satisfont pas aux normes néerlandaises modernes.

L’étanchéité des joints varie considérablement. M. De Gids a, en effet, mesuré des valeurs (à 50 Pa) allant de n₅₀ = 1,6 à 36 m³/h.m; M. Van Gunst obtient quant à lui des valeurs de n₅₀ situées entre 1,2 et 34 m³/h.m.

Les déperditions au droit des raccords entre la menuiserie et la maçonnerie ne sont pas négligeables; elles représentent, en moyenne, 40 % des pertes à travers l’ensemble des joints de la menuiserie.

(1) Van Gunst E. – Het raam in onze woning in verband met gezondheid en ekonomie. De Ingenieur, n° 4 en 11 – 1959.

(2) Knoll B. et De Gids W.F. – Luchtdoorlatendheid van 21 gevels met gevelelementen in drie seizoenen. Delft, IMG-TNO, rapport C 490, november 1981.

Les nouveaux châssis (depuis environ 1985), quant à eux, répondent pour la plupart aux exigences requises. Dans le cas contraire, la mauvaise étanchéité est, sauf exceptions, due à un placement peu soigné.

Étanchéité des murs

Des mesures d’étanchéité dans divers bâtiments ont montré que tous les types de murs, s’ils sont plafonnés, sont très étanches : taux de ventilation à 50 Pa(n₅₀) de moins de 1 m³/h.m². Par contre les murs creux en blocs de béton lourds non plafonnés donnent des taux de ventilation à 50 Pa (n₅₀) d’environ 10 m³/h.m².

Étanchéité de la toiture inclinée

Exemples.

Des mesures d’étanchéité ont été réalisées dans 2 écoles de construction récente, dans un immeuble de bureaux et dans une habitation individuelle dont la constitution de la toiture inclinée est donnée ci-dessous.

Finition intérieure (lambris de bois ou lamelle en aluminium avec joints non fermés).
Isolant.
Chevron.
Sous-toiture de type fibres ciment – cellulose.
Tuiles.

Celles-ci ont donné un taux de ventilation à 50 Pa(n₅₀) d’environ 100 m³/h.m².

On a ensuite rajouté une feuille en PVC entre l’isolant et le plafond d’une des classes. Suivant la qualité d’exécution, on a obtenu les résultats suivants lors de nouvelles mesures d’étanchéité.

Conception de la toiture	n_{50 (1/h)}
Pas de feuille de PVC entre l’isolant et le plafond	27
Une feuille de PVC (0,2 mm) entre l’isolant et le plafond, pas de bande adhésive sur les joints.	12
Une feuille de PVC (0,2 mm) entre l’isolant et le plafond, bande adhésive sur les joints.	5

Étanchéité globale

L’étanchéité de 45 écoles a été mesurée entre 1986 et 1987. Il est apparu que l’étanchéité des bâtiments varie très fortement : le taux de renouvellement d’air à 50 Pa (n₅₀) varie de 0,5/h à 40/h. Il n’y a pas que les bâtiments les plus anciens où l’étanchéité à l’air est faible. Plusieurs bâtiments récents mesurés étaient très peu étanches à l’air; la plupart du temps, cette mauvaise étanchéité était due à des fuites d’air au niveau de la toiture.

Taux de ventilation à 50 PA de bâtiments en fonction de l’année de construction.

À partir des mesures dont il est question ci-dessus mais également d’autres mesures, on peut dire, d’une façon plus générale, que l’étanchéité à l’air des bâtiments en Belgique varie grosso-modo de n₅₀= 1/h à n₅₀ = 30/h.

C. Évaluation des débits d’air par des ouvertures dans la façade (vitre cassée, porte ouverte, …)

Petite ouverture
À titre de repère, la vitesse de l’air s’²chappant d’une petite ouverture dans une façade (vitre brisée, fente sous une porte, fente de boîte aux lettres, …) est en moyenne de l’ordre de 1 m/s. Cette valeur est valable tant que la section d’ouverture ne dépasse pas 0,5 m². Mais pour la facilité mnémotechnique, on peut calculer la perte énergétique liée à un trou d’1 m² dans une enveloppe. Un débit de 1 m³/s (1m² x 1 m/s) s’échappera, ce qui va entraîner une consommation hivernale de :

1 [m³/s] x 3 600 [s/h] x 5 800 [h/saison chauffe] x 0,34 [Wh/m³.K] x (15° – 6°;) / 1 000

= 63 000 [kWh/an]

où :

15° est la température moyenne intérieure, tenant compte d’un abaissement nocturne et d’un apport équivalent de 3° par les apports « gratuits »,
6° est la température moyenne extérieure hivernale dans le centre de la Belgique,
0,34 Wh/m³.K est la capacité thermique de l’air.

Retenons donc un équivalent de +/- 4 000 € par an et par m² d’ouverture permanente, si la chaleur est fournie par du combustible fuel à 0,625 €/litre.
Grande ouverture
Si l’ouverture est plus importante (ouverture permanente d’une porte d’entrée du bâtiment, par exemple), le phénomène est plus complexe. On constate que de l’air chaud va s’échapper en partie supérieure de la porte et que de l’air froid le remplacera en partie inférieure. Au centre l’écoulement d’air sera pratiquement nul (tourbillons).

On peut approcher le débit d’air par la loi empirique suivante :

Débit = C x Section x (g x Hauteur x DeltaT°/T° ext) exp (1/2)

les températures sont exprimées en Kelvin,
où le coefficient C est généralement pris égal à 0,15 … 0,2
et où « exp (1/2) » signifie qu’il faut prendre la racine carrée de la parenthèse.

Exemple : soit une porte de 1,8 sur 2 m de section, une température intérieure de 20°C et extérieure de 6°C, soit 279 K.

Débit = 0,15 x 3,6 x (9,81 x 2 x 14/279) exp (1/2) = 0,53 m³/s. Une vitesse moyenne de sortie d’air au travers de la porte est donc de 0,53/3,6 = 0,15 m/s.

Remarque : le rapport de conférence du CSTC, Ventilation and Air Quality in Belgian Buildings : a state of the art. / 9th AIVC Conference, Gent, Belgium, 12-15 september 1988 / par P. Wouters, ainsi que l’article La ventilation et l’infiltration dans les bâtiments : la situation en Belgique. / par P. Wouters ont été largement utilisés pour écrire ce chapitre.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Gestion de la pointe quart-horaire pour les nouveaux chariots repas

Introduction

Le Centre Hospitalier Universitaire de Charleroi a dernièrement renouvelé son parc de chariots-repas qui devenait vétuste après 15 à 20 années de loyaux services dans l’institution. Ce fut également l’opportunité d’uniformiser la flotte des chariots-repas des quelques hôpitaux du groupe ISPPC afin de faciliter l’entretien et la logistique de transport des chariots à partir de la cuisine centrale.

Un mot sur la liaison froide du CHU

L’ensemble des repas destinés aux institutions regroupées au sein de l’ISPPC est préparé à Marchienne dans une cuisine centrale. En liaison froide, l’objectif est de maintenir les repas à basse température de l’ordre de 6°C après leur préparation. Dès lors, les étapes de stockage, de portionnement et de transport doivent être suivies avec rigueur afin de respecter les normes fixées et de conserver une alimentation saine.

La technologie des chariots-repas

Les chariots-repas ont un double rôle : assurer une remise en température rapide des repas juste avant leur distribution et, au préalable, garder les plateaux repas en-dessous de la température de consigne de conservation. Le système de chariots pour lequel l’ISPPC a opté est dénommé « sans technique embarquée » c’est-à-dire que les générateurs de froid et de chaud ne sont pas incorporés au chariot en tant que tel. Pour que le chariot-repas puisse jouer son rôle, il doit être branché sur une borne technique ad hoc qui l’alimente alors en froid et/ou chaud. De telles bornes sont situées à chaque étage de l’hôpital.

Lors du transport entre la cuisine centrale et le CHU, les chariots sont véhiculés dans un camion réfrigéré. Dès leur déchargement, ils sont acheminés aux différents étages où on les branche sur les bornes fixes qui les alimenteront en froid dans un premier et en chaud au moment de la remise en température avant distribution.

Pourquoi une gestion de la pointe quart-horaire ?

L’intérêt particulier de cette réalisation réside dans la mise en place du système de gestion de la pointe de puissance cumulée des bornes des chariots-repas.

En effet, sans aucune gestion de l’appel de puissance des chariots, une simultanéité des besoins de l’ensemble des chariots pour la remise en température des repas occasionnerait une pointe importante. Le CHU se verrait lourdement pénaliser financièrement par son fournisseur d’électricité pour cette pointe quart-horaire élevée. Nous parlons donc bien ici d’une économie financière et non pas d’une Utilisation Rationnelle de l’Énergie en tant que tel.

Pour ce faire, un optimiseur analyse en permanence les appels de puissance de l’ensemble des chariots du site et en fonction de contraintes programmées gère les cycles de remise en température afin de ne pas dépasser une puissance limite définie.

Qu’est-ce que la pointe quart-horaire ?

Dans la tarification Haute Tension, le distributeur souhaite rémunérer l’investissement matériel qu’il a consenti pour fournir à son client l’énergie demandée. Le client A qui consomme 1 000 kWh, à raison de 1 000 kW durant 1 heure, sera plus difficile à satisfaire que le client B qui consomme 1 000 kWh à raison d’1 kW durant 1 000 heures.

Le distributeur va donc mesurer la puissance maximale appelée par l’installation durant le mois de facturation, pour lui en imputer le coût.

Le compteur va enregistrer les consommations tous les 1/4 d’heures. En divisant l’énergie consommée par le temps écoulé (15 minutes), il va déterminer la puissance moyenne appelée durant ce 1/4 d’heure. C’est le maximum de ces puissances moyennes qui servira de base à la facturation. Donc plus cette pointe sera élevée et plus la facture sera salée d’où l’importance de maîtriser les pointes d’appel de puissance simultanées soit via la technique du délestage soit via l’optimisation.

En détail

Les chariots-repas du CHU

Nombre de chariots : 39
Capacité : 50 repas par chariot
Puissance électrique de la borne : 10 kW
Durée de régénération (de 4°C à 70°C à cœur) : +/- 50 minutes

Quelques chiffres

Consommation électrique annuelle : +/- 8 GWh
Facture électrique annuelle : +/- 500 000 €
Pointe mensuelle facturée : 1 300 kW
Investissement système de gestion de la pointe pour les chariots : 43 650 € TVAC
Économie financière annuelle : 19 000 € TVAC

Informations complémentaires

Dominique TESSE
Directeur Technique
ISPPC
Tél : 071/924 460
Email : dominique.tesse@chu-charleroi.be Cette étude de cas provient des Sucess Stories réalisées par l’ICEDD, Institut de conseils et d’études en développement durable en 2004.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Affiches de nos illustratrices – Série 1

Quatre affiches uniques

Les affiches ci-dessous (financées par la Région wallonne) peuvent être utilisées dans le cadre d’une campagne de sensibilisation que vous souhaiteriez réaliser dans votre bâtiment. Un plus grand format est accessible en cliquant sur les réductions ci-dessous. Il vous est possible de les imprimer directement sur votre imprimante. Cet usage est limité à une utilisation interne à votre établissement. En aucun cas, une exploitation commerciale ne peut en être faite.
Pour tout autre usage, il vous est demandé de contacter les concepteurs qui gardent un droit d’auteur sur leur création :

Valérie Huygens
rue Steenvelt, 30 – bte 8
1180 Uccle
02 376 71 28
0496 93 36 94

Bénédicte Beeckmans
Avenue de Broqueville, 264
Boite 4
1200 Bruxelles
02 770 23 30
0476 66 15 57
bbeeckmans@lilliputiens.be

Remarque : Si nécessaire, nous pouvons vous faire parvenir une copie à plus haute résolution.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Mettre en place un free-chilling

Principe de base

Un local informatique fonctionne 24 h/24. Pour le refroidir, le groupe frigorifique tourne toute l’année, même en hiver… Or la température extérieure à Uccle est 3 550 heures par an inférieure à 8 °C, soit 40 % du temps ! Cette situation doit nous paraître aussi aberrante qu’une chaudière qui fonctionnerait au mois de juillet. Ce genre de local étant sans ou avec peu de ventilation hygiénique, il est difficile voire impossible de profiter directement de la fraîcheur de l’air par un refroidissement en mode « free cooling ». La solution ? le free-chilling !

Le principe de base est simple :

Lorsque la température extérieure descend sous les 8 à 10°C, on peut fabriquer de l’eau glacée sans utiliser le groupe frigorifique. L’eau est directement refroidie par l’air extérieur et la machine frigorifique est mise à l’arrêt.

L’économie d’énergie est évidente ! La rentabilité du projet est d’autant plus élevée que les besoins de refroidissement sont importants en hiver et que l’installation s’y prête. Étudions cela en détail.

Qu’est-ce qu’une installation adaptée au free-chilling ?

Au départ, il faut une installation à eau glacée qui fonctionne en hiver.

L’intérêt est augmenté si les échangeurs des unités terminales travaillent à « haute » température : ce sera le cas de plafonds froids (régime 15-17°C), de poutres froides ou de ventilos-convecteurs surdimensionnés pour travailler au régime 12-17°C,… Si ce n’est pas le cas, il faudra étudier la possibilité d’adapter les équipements.

Si l’installation dispose déjà d’un condenseur à eau, l’adaptation sera plus aisée : on pourra utiliser la tour de refroidissement pour refroidir l’eau glacée directement par l’air extérieur. Dans la tour, grâce à l’évaporation partielle de l’eau, la température de l’air extérieur sera encore diminuée. Ainsi, de l’air à 15°C et 70% HR permet de créer de l’eau de refroidissement à 12° (limite basse théorique appelée température « bulbe humide »). Malheureusement, un échangeur sera nécessaire entre le circuit de la tour (eau glycolée) et le circuit d’eau glacée du bâtiment. Une partie de l’avantage est donc perdu…

Le problème du gel…

De l’eau glacée refroidie par l’air extérieur pose le problème du gel dans la tour. La solution la plus courante est l’addition de glycol, mais :

le glycol coûte cher,
en général, on limite le circuit glycol au dernier tronçon en contact avec l’extérieur (l’eau de la boucle d’eau glacée n’est pas glycolée car en cas de vidange c’est l’entièreté du circuit qui est à remplacer),
un échangeur supplémentaire doit alors être prévu, entraînant une consommation électrique liée à sa perte de charge et un écart de température qui diminue la période de fonctionnement du free-chilling…
attention lorsque l’on rajoute de l’eau ultérieurement…

Il est aussi possible de placer des cordons chauffants mais peut-on protéger totalement ainsi une tour ?) ou de prévoir un circuit de chauffage spécifique qui se met en place en période de gel, mais on risque de manger le bénéfice !

Le free-chilling : une solution miracle pour toutes les installations ?

Certainement pas. De nombreuses contraintes apparaissent.

Quelques exemples :

Si l’installation est équipée d’un chiller avec refroidissement direct à air, le placement en rénovation d’un aérorefroidisseur en série sera sans doute difficilement rentable par les kWh économisés (on parle de 25.000 Euros pour un aérorefroidisseur de 300 kW placé…).
Un échangeur de ventilo-convecteur qui doit passer d’un régime 7 – 12°C à un régime 12 – 15°C perd 37% de sa puissance de refroidissement. S’il était surdimensionné, cela ne pose pas de problème. Autrement, il faut soit augmenter la vitesse du ventilateur, soit déclasser l’appareil…
Lorsque l’installation travaille à charge partielle, il y a intérêt à ce que la température moyenne de l’eau « glacée » soit la plus élevée possible pour favoriser l’échange avec l’air extérieur. On appliquera donc une régulation des échangeurs par débit variable pour augmenter l’écart de température entre départ et retour.
Une tour de 300 kW pèse 3 à 4 tonnes et une tour de 1000 kW pèse 9 à 12 tonnes, ce qui génère parfois des frais d’adaptation du génie civil.
…

Adapter cette technique à une installation existante nécessite donc toujours une étude particulière (cadastre des énergies de froids consommées avec leur niveau de température, répartition été/hiver, …) pour apprécier la rentabilité.

Mais il est en tous cas impératif d’y penser lors d’une rénovation lourde !

Schémas de réalisation

Différents systèmes de refroidissement par free-chilling sont possibles

via un aérorefroidisseur à air spécifiqueDeux schémas sont possibles :

>	Soit un montage en série avec l’évaporateur, où l’aérorefroidisseur est monté en injection (la température finale est alors régulée par la machine frigorifique, qui reste en fonctionnement si la température souhaitée n’est pas atteinte).

>	Soit par un montage en parallèle avec basculement par une vanne à 3 voies en fonction de la température extérieure (aucune perte de charge si la machine frigorifique est à l’arrêt mais fonctionnement en tout ou rien de l’aérorefroidisseur).

Ces solutions sont malheureusement fort chères en rénovation par rapport au prix de l’énergie électrique économisée (compter 25 000 Euros pour un aérorefroidisseur de 300 kW installé). Il faut que le fonctionnement soit assez permanent en hiver pour rentabiliser l’opération.

via un appareil mixte
Certains fabricants proposent des appareils qui présentent 2 condenseurs : un échangeur de condensation du fluide frigorifique et un aérorefroidisseur pour l’eau glacée, avec fonctionnement alternatif suivant le niveau de température extérieure (attention à la difficulté de nettoyage des condenseurs et aux coefficients de dilatation différents pour les 2 échangeurs, ce qui entraîne des risques de rupture).
via la tour fermée de l’installation
Dans le schéma ci-dessous, l’installation fonctionne sur base de la machine frigorifique. Lorsque la température de l’air extérieur est suffisamment froide, la vanne 3 voies bascule et l’eau glacée prend la place de l’eau de réfrigération du chiller. Dans une tour fermée, l’eau n’est pas en contact direct avec l’air extérieur; c’est un circuit d’eau indépendante qui est pulvérisée sur l’échangeur et qui refroidit par évaporation. Mais le problème de la protection au gel reste posé : il est difficile d’envisager de mettre du glycol dans tout le réseau d’eau glacée (échange thermique moins bon, densité plus élevée donc diminution des débits, …).

via la tour ouverte de l’installation
Dans ce cas, l’eau glacée est pulvérisée directement face à l’air extérieur. Elle se charge d’oxygène, de poussières, de sable,… Ces impuretés viennent se loger dans les équipements du bâtiment (dont les vannes de réglage des ventilos !). Les risques de corrosion sont tels que cette solution est à proscrire.

via un échangeur à air placé devant les orifices d’aspiration d’une tour de refroidissement
Ceci permet de réutiliser les ventilateurs de la tour mais crée une perte de charge permanente.
via un échangeur à plaques traditionnel
L’échangeur se place entre le réseau d’eau glacée et le circuit de la tour de refroidissement. Cette solution est simple, elle minimise la présence du glycol dans le circuit de la tour mais, en plus de l’investissement à réaliser, elle entraîne un écart de température supplémentaire de minimum 2°C dans l’échangeur entre l’eau glacée et l’eau de la tour, ce qui diminue la plage de fonctionnement du refroidissement par l’air extérieur. C’est le choix qui a été fait au Centre Hospitalier du Bois de l’Abbaye.

L’installation de free-chilling au Centre Hospitalier du Bois de l’Abbaye

Monsieur Tillieux, gestionnaire technique de l’hôpital, avait conscience que des besoins de froid existaient durant toute l’année, donc également pendant l’hiver :

des cabinets de consultation installés dans les niveaux inférieurs à refroidir en permanence.
ainsi que des locaux techniques utilisant le réseau glacée en hiver (salle de radiographie, blocs opératoires, salle informatique,…)

Profitant de la rénovation d’une tour de refroidissement, il adopta la technique du free-chilling sur le circuit d’eau glacée. Il adapta également les émetteurs pour que ceux-ci puissent travailler au régime 12-17°C. Il favorisa le refroidissement nocturne des locaux, ce qui ne crée pas d’inconfort pour les occupants et valorise mieux le free-chilling puisque la température est plus basse la nuit.

En collaboration avec la société de maintenance, il adopta le schéma de principe suivant :

Le schéma de gauche représente le circuit classique de refroidissement de l’eau glacée dans l’évaporateur. L’eau du condenseur est refroidie dans la tour de refroidissement.

Sur le schéma de droite, le groupe frigo est arrêté et l’eau glacée est by-passée dans un échangeur. L’eau de refroidissement est envoyée directement dans la tour de refroidissement.

Un jeu d’électrovannes permet le basculement d’un système à l’autre, dès que la température extérieure descend sous les 8°C. Le dimensionnement de la tour a été calculé en conséquence.

Problème rencontré lors de la mise en route

Lorsque le système basculait du mode « free-chilling » vers le mode « machine frigorifique », celle-ci déclenchait systématiquement !

Pourquoi ? Un condenseur traditionnel travaille avec un régime 27/32°C par 10° extérieurs. Or en mode free-chilling, la température du condenseur est nettement plus basse. La pression de condensation aussi. Le détendeur ne l’accepte pas : il a besoin d’une différence de pression élevée (entre condensation et évaporation) pour bien fonctionner et laisser passer un débit de fluide frigorifique suffisant vers l’évaporateur. Le pressostat Basse Pression déclenche…

Solution ? Une vanne trois voies motorisée a été installée : lors du ré-enclenchement de la machine frigo, le débit d’eau de la tour était modulée pour s’adapter à la puissance de refroidissement du condenseur.

Quelle rentabilité ?

Faute d’une mesure effective, nous allons estimer l’économie réalisée par l’arrêt du groupe frigorifique de 300 kW. Si le fichier météo de Uccle annonce 3.550 heures sous les 8°C, on peut estimer que le refroidissement effectif se fait durant 2.000 heures.

Sur base d’un COP moyen de 2,5, c’est donc 120 kW électriques qui sont évités au compresseur. Une consommation supplémentaire de 5 kW est observée pour le pompage de l’eau au travers de l’échangeur et dans la tour. Soit un gain de 115 kW durant 2000 heures. Sur base de 0,075 €/kWh, c’est 17.000 € qui sont économisés sur la facture électrique.

L’investissement a totalisé 60.000 €, dont moitié pour la tour fermée de 360 kW, le reste en tuyauteries, régulation et génie civil.

Le temps de retour simple est donc de l’ordre de 4 ans.

Séquences de régulation de la tour

si T° < 2°C, échange eau-air non forcé
si 2°C < T°ext < 4°C, échange eau- air forcé
si T°ext > 4°C, échange eau-air humide par pulvérisation

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer la consommation des scanners

Puissance en fonction du mode de fonctionnement

Le marché étant tellement vaste, on se réfère à une étude menée par Energy Star qui intègre sur son site un module de calcul des consommations de différents équipements de bureautique.

Les tableaux et les graphiques ci-dessous montrent des puissances moyennes pour des scanners couramment rencontrés sur le marché en intégrant 4 modes de fonctionnement (actif, prêt, attente et arrêt).

La différence des puissances dissipées entre les modes « attente » et « prêt » est :

En mode « attente » (ou standby), le scanner est en veille prolongée et il ne peut pas directement numériser un document. Il y a donc très peu de puissance dissipée.

En mode « prêt » (ou ready), le scanner est prêt à numériser un document.

Type de scanner	Puissance moyenne [W] ( source Energy Star)
Type de scanner	Mode actif	Mode Prêt	Mode attente	Mode arrêt
Scanner conventionnel.	36	24	0	0
Scanner labellisé.	36	24	12	0

Source Energy Star.

A priori, au niveau de la puissance, il n’y a pas de différence fondamentale entre un scanner conventionnel et un scanner labellisé.

Les différences se situent au niveau des temps de gestion dans les différents modes de fonctionnement.

Mode de fonctionnement

Une étude américaine (LBNL 2004 : Lawrence Berkeley National Laboratories) sur les consommations d’énergie électrique montre que les scanner sont branchés 365 jours/an.

Pour des équipements conventionnels et labellisés le nombre d’heures de fonctionnement par type de mode est repris ci-dessous sous forme de tableau et de graphique :

Type de scanner	Heure moyenne [h/an] ( source Energy Star)
Type de scanner	Mode actif	Mode Prêt	Mode attente	Mode arrêt
Scanner conventionnel.	0,1	7,6	0	16,3
Scanner labellisé.	0,1	0,5	7,1	16,3

Energy Star.

Les constructeurs d’équipements labellisés basent l’économie d’énergie sur la réduction de la période où le scanner est en mode « prêt ».

Consommation énergétique

Voyons en termes d’énergie consommée ce que cela donne. Les résultats sont repris dans le tableau et sous forme graphique ci-dessous :

Type de scanner	Consommation moyenne [kWh/an] ( source Energy Star)
	Fonction basse énergie pas activée ou pas disponible		Fonction basse énergie activée
	Toujours allumé (BEPA/TA)	Éteint en fin de journée (BEPA/EFJ)	Toujours allumé (BEA/TA)	Éteint en fin de journée (BEA/EFJ)
Scanner conventionnel.	214	69	0	0
Scanner labellisé.	214	69	108	37

Source Energy Star.

On voit tout de suite l’efficacité de la fonction attente du scanner labellisé. Toutefois, il faudra être attentif que cette fonction soit activée par défaut dès l’acquisition de l’équipement ou de ne pas oublier de la mettre en fonction.

Exemple.

Pour argumenter l’intérêt de posséder un équipement labellisé et activé, on peut calculer l’économie moyenne annuelle sur un parc de x machines en considérant que :

Le nombre de jour de fonctionnement est de 365 jours/an,
la proportion de machines allumées 24h/24 est de 59 %,
la proportion d’équipements labellisés est de 60 %.

et en reprenant les consommations énergétiques du tableau ci-dessus :

On applique la formule suivante (Energy Star) :

> Pour les équipements labellisés la consommation moyenne annuelle ramenée à un seul équipement est de :

(1 – 0,59) x 0,6 x kWh/an_BEA/EFJ+ (1 – 0,59) x (1 – 0,6) x kWh/an_BEPA/EFJ

+ 0,59 x 0,6 x kWh/an_BEA/TA + 0,59 x (1 – 0,6) x kWh/an_BEPA/TA

(1 – 0,59) x 0,6 x 37 [kWh/an] + (1 – 0,59) x (1 – 0,6) x 69 [kWh/an]

+ 0,59 x 0,6 x 108 [kWh/an] + 0,59 x (1 – 0,6) x 214 [kWh/an]

109 [kWh/an]

> Pour les équipements non labellisés la consommation moyenne annuelle ramenée à un seul équipement est de :

(1 – 0,59) x kWh/an_BEPA/EFJ+ 0,59 x kWh/an_BEPA/AT

(1 – 0,59) x 69 [kWh/an] + 0,59) x 214 [kWh/an]

155 [kWh/an]

L’économie est dès lors de :

1 – (109 [kWh/an] / 155 [kWh/an]) = 0,3 ou de 30 %

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’efficacité thermique et énergétique des meubles frigorifiques fermés

Certifications et normes

Les certifications sont en général des initiatives volontaires de la part des constructeurs pour permettre aux bureaux d’études, fournisseurs et utilisateurs de choisir correctement leurs équipements en comparant des pommes avec des pommes dans le cadre d’une concurrence saine. Une certification est accordée à un fabricant lorsque l’équipement testé selon un protocole de mesure préétabli, identique pour tous les équipements de la même famille et basé sur les normes EN en vigueur.

EUROVENT site

Caractéristiques certifiées

Dans le domaine de l’HVACR (Heating Ventilation Air Conditioning and Refrigeration), une certification qui donne une bonne garantie de qualité notamment au niveau énergétique est EUROVENT . Les exigences des fabricants, à savoir la puissance, la consommation d’énergie et le niveau sonore sont correctement évalués dans le cadre de la demande de certification, et ce, conformément aux normes EN en vigueur.
Pour les meubles frigorifiques, la certification EUROVENT porte plus particulièrement sur les caractéristiques de performances énergétiques suivantes :

la consommation d’énergie électrique de réfrigération REC (du groupe de froid) en [kWh/j];
la consommation d’énergie électrique directe DEC (avec 12 heures d’éclairage) en [kWh/j]. Attention que pour les meubles à groupe de condensation incorporé, DEC est égal à la somme de toutes les énergies électriques consommées par le meuble frigorifique incluant l’énergie du compresseur ;
la consommation d’énergie électrique totale TEC en [kWh/j], avec :
- TEC pour les meubles à groupe de condensation séparé = REC + DEC ;
- TEC pour les meubles à groupe de condensation incorporé = DEC.

Les essais sont effectués en fonction du type de meubles et dans des conditions d’ambiance pré-définies et pour des températures de denrées spécifiques à l’usage du meuble :

Les types d’application.

Application à utiliser pour	Température positive Denrées réfrigérées	Température négative Denrées congelées, surgelées et crèmes glacées
Horizontal
1	Réfrigéré, service par le personnel.	Surgelé.
2	Réfrigéré, service par le personnel.	Surgelé, avec réserve incorporée.
3	Réfrigéré, ouvert, mural.	Surgelé, ouvert, muraltop, …
4	Réfrigéré, ouvert, îlot.	Surgelé, ouvert, îlot.
5	Réfrigéré, vitré,mural.	Surgelé, vitré,mural.
6	Réfrigéré, vitré, îlot.	Surgelé, vitré, îlot.
Vertical
1	Réfrigéré, semi-vertical.	Surgelé, semi-vertical.
2	Réfrigéré, à étagères.	Surgelé, à étagères.
3	Réfrigéré, pour chariot à façade amovible.
4	Réfrigéré, à portes vitrées.	Surgelé, à portes vitrées.
Combiné
2	Réfrigéré, haut ouvert, bas ouvert.	Surgelé, haut ouvert, bas ouvert.
2	Réfrigéré, haut ouvert, bas fermé.	Surgelé, haut ouvert, bas fermé.
3	Réfrigéré, haut à portes vitrées, bas ouvert.	Surgelé, haut à portes vitrées, bas ouvert.
4	Réfrigéré, haut à portes vitrées, bas fermé.	Surgelé, haut à portes vitrées, bas fermé.
5	Multi température, haut ouvert, bas ouvert.
6	Multi température, haut ouvert, bas fermé.
7	Multi température, haut à portes vitrées, bas ouvert.
8	Multi température, haut à portes vitrées, bas fermé.

Source EUROVENT.

Les conditions d’ambiance sont :

Classes de climat des chambres test	Température sèche [°C]	Humidité relative [%]	Point de rosée [°C]	Humidité absolue [g_d’eau/kg_{air sec}]
0	20	50	9,3	7,3
1	16	80	12,6	9,1
2	22	65	15,2	10,8
3	25	60	16,7	12
4	30	55	20	14,8
5	27	70	21,1	15,8
6	40	40	23,9	18,8
7	35	75	30	27,3
8	23,9	55	14,3	10,2

Source EUROVENT.

Les classes de températures des paquets de denrées tests sont :

Classe de température des paquets tests	La plus haute température du paquet test le plus chaud doit être supérieure à [°C]	La plus basse température du paquet test le plus froid doit être supérieure à [°C]	La plus basse température du paquet test le plus chaud doit être inférieure à [°C]
L1	-15	–	-18
L2	-12	–	-18
L3	-12	–	-15
M1	5	-1	–
M2	7	-1	–
H1	10	+1	–
H2	10	-1	–

Source EUROVENT.

Consommation d’énergie annuelle conventionnelle CAEC

La consommation d’énergie électrique de réfrigération (REC) est une valeur conventionnelle qui ne peut pas être directement utilisée pour calculer la consommation d’énergie annuelle dans un magasin. Pour obtenir une idée grossière de la consommation annuelle d’un meuble, une formule conventionnelle a été acceptée par les fabricants participant au programme EUROVENT Certification pour un meuble fermé, réfrigéré à étagères.

CAEC [kWh/m².an] = 365 [jours/an] x (DEC + 0,5 x REC) [kWh/j] / TDA [m²]

où :

(DEC + 0,5 x REC) / TDA = Coefficient conventionnel prenant en compte :
- la stratification conventionnelle de température dans un magasin de plus de 600 m²;
- la répartition temporelle conventionnelle des conditions d’ambiance d’un magasin pendant l’année.

Valeurs européennes moyennes TEC / TDA

Le tableau ci-dessous donne un exemple des valeurs moyennes des consommations pour le marché européen. Les valeurs ont été collectées et moyennées par le groupe WG14 d’Eurovent / Cecomaf sur la base des chiffres fournis par les fabricants et l’expérience de terrain.
Les valeurs ont été établies pour les classes de température des paquets M définies en laboratoire :

Famille de meubles	Classe de température du meuble (classe de l’ambiance + denrée)	Moyenne européenne TEC /TDA [kWh/jour.m²]
Pour meubles à groupe de condensation incorporé
IHC1, IHC2, IHC3, IHC4	3H2	8,2
IHC1, IHC2, IHC3, IHC4	3H2	9,6
IVC1, IVC2, (IVC3)	3H2	17,3
IVC1, IVC2, (IVC3)	3H2	21,0
IVC4	3M1	13,9
IHF1, IHF3, IHF4	3L3	21,5
IHF1, IHF3, IHF4	3L1	36,0
IHF5, IHF6	3L1	17,8
IVF4	3L1	30,5
IYF1, IYF2, IYF3, IYF4	3L3	32,3
IYM6	3H2/3L1	25,3
Pour meubles à groupe de condensation séparé (à groupe extérieur)
RHC1	3H	6,2
RHC1	3M2	6,7
RHC3, RHC4	3H	5,5
RHC3, RHC4	3M2	5,8
RVC1, RVC2	3H	10,1
RVC1, RVC2	3M2	12,3
RVC1, RVC2	3M1	13,4
RVC3	3H	13,8
RHF3, RHF4	3L3	13
RVF4	3L1	28,5
RVF1	3L3	29

Source EUROVENT.

H = horizontal, V = vertical, Y = combiné, C = réfrigéré, F = surgelé, M = multi-température, A = Assisté, S = libre service, R = groupe de condensation séparé, I = groupe de condensation incorporé

Norme

EN ISO 23953 : Meubles frigorifiques de vente- partie 2 : classification, exigences et méthodes d’essai (ISO 23953 : 2005)

EUROVENT se base principalement sur cette norme pour certifier les meubles frigorifiques.

Consommation énergétique certifiée

Actuellement, la plupart des constructeurs, comme le montre le chapitre précédent, se fient aux résultats donnés par la certification EUROVENT. La méthode d’essai est très précise et permet, entre autres, de déterminer :

la qualité du meuble pour maintenir les températures escomptées à l’intérieur du volume utile de chargement ;
les consommations énergétiques globales.

Les essais sont réalisés dans des conditions de températures elles aussi précises.

Exemple.

Un meuble RVF4 travaillant dans une classe de température 3L1 signifie que :

le type d’application est 4; à savoir : Surgelé, Vertical à portes vitrées

la température et l’humidité de l’ambiance dans laquelle est plongé le meuble est :

Classes de climat des chambres test	Température sèche [°C]	Humidité relative [%]	Point de rosée [°C]	Humidité absolue [gd’eau/kgair sec]
0	20	50	9,3	7,3
1	16	80	12,6	9,1
2	22	65	15,2	10,8
3	25	60	16,7	12
4	30	55	20	14,8
5	27	70	21,1	15,8
6	40	40	23,9	18,8
7	35	75	30	27,3
8	23,9	55	14,3	10,2

les températures souhaitées au niveau des denrées sont :

Classe de température des paquets tests	La plus haute température du paquet test le plus chaud doit être inférieure à [°C]	La plus basse température du paquet test le plus froid doit être supérieure à [°C]	La plus basse température du paquet test le plus chaud doit être inférieure à [°C]
L1	-15	–	-18
L2	-12	–	-18
L3	-12	–	-15
M1	5	-1	–
M2	7	-1	–
H1	10	+1	–
H2	10	-1	–

pour un type de meuble précis, on détermine la consommation énergétique moyenne:

Famille de meubles	Classe de température du meuble (classe de l’ambiance + denrée)	Moyenne européenne TEC /TDA [kWh/jour.m²]
Pour meubles à groupe de condensation séparé
RVF4	3L1	28,5

Source EUROVENT.

La valeur de 28,5 [kWh/jour.m²] est donc une consommation moyenne établie pour l’ensemble des meubles verticaux négatifs à groupe de froid séparé, à étagères et à portes vitrées.

Lorqu’on analyse de plus près un cas spécifique de meuble, EUROVENT donne les valeurs suivantes pour un RVF4 3L1:

Modèle

Réfrigérant

Agencement interne

Nombre d’étagères

Rideau de nuit

DEC pour 12 heures d’éclairage [kWh/jour]

REC [kWh/jour]

Surface totale d’exposition

TDA [m²]

TEC/TDA [kWh/jour.m²]

…

R404A

HNLS (ou étagères horizontales non éclairées

non

25,6

27,7

2,41

22,1

Sachant que ce type de meuble a une ouverture TDA de 4,12 [m²] pour une longueur L de 2,95 [m], on peut évaluer la puissance moyenne absorbée par le meuble. Soit :

P_moyen = TEC x (TDA / L) / 24 [kW/ml] (où ml = mètre linéaire)

P_moyen = 22,1 [kWh/jour.m²] x (2,41 [m²] / 2,34 [m]) / 24 [h/jour]

P_moyen = 0,94 [kW/ml]

Tout ceci signifie que les essais aboutissant à une certification du meuble frigorifique sont réalisés dans des conditions d’ambiance tout à fait particulières. Cette certification est naturellement nécessaire pour permettre aux bureaux d’études en technique spéciale ou au maître d’ouvrage de pouvoir comparer les meubles de même classe ou de même famille ensemble. Les résultats des mesures des consommations énergétiques sont des moyennes, mais ne représentent pas les consommations réelles en fonction des conditions ambiantes de température et d’humidité variables à l’intérieur du commerce.

Apports thermiques

Le meuble frigorifique fermé subit en permanence des agressions de l’extérieur ou de l’intérieur sous forme d’apports thermiques et hydriques. L’évaporateur installé dans le meuble doit en permanence les combattre par échange thermique avec l’air en convection forcée qui le traverse.

Apports externes classiques

Les agressions externes représentent une bonne partie des apports thermiques. Elles sont dues aux conditions d’ambiance (température et humidité) des zones de vente entourant les meubles.

On retrouve principalement :

les apports de chaleur par les parois P_pen(convection de surface et conduction au travers des parois);
les apports de chaleur par les portes lorsque celles-ci sont ouvertes;
les apports de chaleur par rayonnement P_ray des parois de l’ambiance avec celle du meuble au travers des vitres des portes lorsque celles-ci sont fermées.

Apports de chaleur par pénétration P_{pen_isolant} au travers des parois isolées

Coupe d’un meuble « positif » (isolant en polystyrène en moyenne de 3 cm).

Coupe d’un meuble « négatif » (isolant en polystyrène en moyenne de 5 cm).

Les parois des meubles se composent généralement de panneaux sandwich (acier/isolant/acier) qui limitent les pénétrations de chaleur par conduction de l’ambiance des zones de vente vers l’intérieur du meuble. Les déperditions négatives ou pénétrations au travers des parois sont fonction :

de la composition des parois;
de l’importance des surfaces de pénétration;
de l’écart de température de part et d’autre des parois.

On évalue l’apport de chaleur par pénétration P_{pen_paroi} par la relation suivante :

P_{pen_paroi} = K _{moyen_paroi} x S_paroi x (T_ambiance – T_interne) [W]

Pour autant que l’écart de température entre l’ambiance et l’intérieur du meuble frigorifique reste constant, les apports internes par pénétration sont théoriquement constants de jour comme de nuit.

Dans le cas des meubles frigorifiques fermés, les températures d’application sont souvent négatives et, par conséquent, les épaisseurs d’isolants sont souvent plus importantes.

Le coefficient K_{moyen_paroi} s’exprime par la relation suivante :

K _{moyen_paroi} = _λparoi / e_paro_i [W/m².K]

où :

_λparoi : coefficient de conductivité thermique (il est en général compris entre 0,02 et 0,03 [W/m.K])
e_paroi : épaisseur de l’isolant (pour les applications en froid négatif, les épaisseurs peuvent aller jusqu’à 6 [cm].

K _{moyen_paroi} = 0,02 / 0.06

K _{moyen_paroi} = 0,33 [W/m².k]

Apports de chaleur par pénétration P_{pen_vitrage} au travers des portes fermées

Tout comme les parois isolantes, les portes qu’elles soient vitrées ou pas, sont soumises au même écart de température. Les déperditions négatives ou pénétrations au travers des parois sont donc aussi fonction :

de la composition des parois (K_{moyen_paroi} = 3 [W/m².K] pour un double vitrage par exemple);
de l’importance des surfaces de pénétration;
de l’écart de température de part et d’autre des parois.

On évalue l’apport de chaleur par pénétrationP_{pen_vitrage} par la relation suivante :

P_{pen_vitrage} = K _{moyen_paroi} x S_paroi x (T_ambiance – T_interne) [W]

Apports de chaleur P_{joint_porte} par convection au travers des joints de portePour autant que l’écart de température entre l’ambiance et l’intérieur du meuble frigorifique reste constant, les apports internes par pénétration sont théoriquement constants de jour comme de nuit.

Apports de chaleur P_{joint_porte} par convection au travers des joints de porte

Le joint de porte est un élément essentiel dans la fonctionnalité du meuble fermé. En effet, dans la pratique, à chaque ouverture de porte, l’humidité de l’ambiance externe au meuble vient se condenser et même givrer sur sa surface vu sa basse température. Il en résulte lors de la fermeture de porte que le joint risque :

soit de coller contre la paroi du meuble et donc d’empêcher l’ouverture suivante;
soit, par accumulation de givre ou de glace, de ne plus assurer l’étanchéité du meuble (le bilan énergétique se dégrade).

L’échange avec l’ambiance externe au meuble est directement fonction des caractéristiques du joint et de la qualité du contact avec la structure portante.

On évalue l’apport de chaleur par pénétration P_{joint_porte} par la relation suivante :

P_{joint_porte} = C_air x q_fuite x l x (T_ambiance – T_interne) [W]

où :

C_air : capacité calorifique approchée de l’air volumique de l’air humide (soit C_air= 2 kJ/m³.K)
q_fuite : débit de fuite au niveau du joint [m³/s.m];
l : longueur totale du joint de porte [m]

Pour autant que le joint soit entretenu ou soit équipé de cordons chauffants (attention qu’il faudra tenir compte de la perte interne due au cordon), la perte par convection au travers du joint est négligeable.

Apports de chaleur par rayonnement au travers des parois vitrées P_{ray_vitrage}

Les échanges par rayonnement au travers d’une porte vitrée de meuble frigorifique dépendent naturellement de la composition du vitrage et de la longueur d’onde du rayonnement incident.

Un verre clair, par exemple, est transparent au rayonnement visible et à l’infrarouge proche à environ 90 %. À l’inverse, le rayonnement infrarouge lointain (parois environnantes) de passe presque pas.

Spectre de transmission du verre.

Dans les 90 % du rayonnement traversant le verre clair, 30 à 40 % sont absorbés par les denrées, le reste étant, en partie renvoyé à l’extérieur par transmission (90 %), en partie absorbé par le verre lui-même.

Suite à ce qui vient d’être dit, on conçoit aisément qu’il faut éviter le rayonnement solaire direct.

Exemple :

Si on considère un ensoleillement direct d’une puissance spécifique de 1 000 [W/m²]. sur une surface de 1 m² de porte vitrée d’un meuble frigorifique, l’apport est de 1 000 [W], ce qui est évidemment énorme.

En l’absence de rayonnement solaire direct sur les meubles frigorifiques (on essaye la plupart du temps de l’éviter), ce sont :

les parois avoisinantes (à une température de l’ordre de 25-30 °C) qui sont émettrices dans l’infrarouge lointain (IR lointain à grande longueur d’onde). Cette composante, lorsqu’elle interagit avec une ou plusieurs parois vitrées se transforme en chaleur selon le processus de la figure ci-dessus :

Transfert de chaleur par rayonnement infrarouge au travers de parois vitrées.

éventuellement les éclairages de l’ambiance de vente qui eux sont des émetteurs dans le rayonnement visible et l’infrarouge proche (IR proche à courte longueur d’onde).

Bilan énergétique de quelques lampes (C. Meyer et H. Nienhuis)
Type de lampe	Conduction/convection [%]	Rayonnement UV [%]	Rayonnement IR [%]	Rayonnement visible [%]
A incandescence	15		75	10
Tube fluorescent	71,5	0,5	(1)	28
Fluo-compact	80	0,5	(1)	19,5
Halogénure métallique	50	1,5	24.5	24
Sodium haute pression	44		25	31
(1) dans le cas de lampes fluorescentes dont la surface développée est importante, on pourrait séparer le rayonnement IR lointain. Pour les lampes fluo-compact, cette distinction n’est pas d’application.

Source AFE.

En première approximation, en l’absence de rayonnement solaire direct, les apports de chaleur par rayonnement au travers des portes vitrées à plusieurs couches (ce qui est souvent le cas) sont minimes lorsqu’on considère que les éclairages externes aux meubles sont des sources lumineuses :

de bonne qualité telles que les lampes fluorescentes;
éloignées afin d’éviter un échange par convection/conduction;
…

Les vitrages sélectifs tels que ceux que l’on rencontre dans la construction classique permettraient de réduire l’impact du rayonnement lumineux. Cependant, on risquerait de rencontrer des problèmes visibilités des denrées au travers des portes vitrées (reflets).

Apports externes par l’ouverture des portes

En période de vente, les meubles frigorifiques fermés sont sollicités au niveau thermique et énergétique par l’ouverture périodique des portes vitrées. L’atmosphère froide et sèche interne au meuble est mise en contact avec l’ambiance variable des zones de vente, mais d’emblée plus chaude et plus humide. Il va de soi que la sollicitation thermique et énergétique du meuble est tributaire de la « fréquence » d’ouverture et fermeture des portes.

L’apport de chaleur horaire dû à l’ouverture des portes est le suivant :

P_{ouverture_porte} = N_porte x N_ouverture x V_{libre_meuble} x C_air x (T_ambiance – T_interne) / 3600 [W]

où :

C_air : capacité calorifique approchée de l’air volumique de l’air humide (soit C_air= 2 kJ/m³.K)
N : nombre d’ouvertures par heure [h^-1];
V_{libre_meuble} : volume non occupé par les denrées [m³].

Le profil d’ouverture des portes d’un meuble frigorifique peut être représenté par la figure suivante :

Exemple de profil d’ouverture de porte.

Apports internes

Pour maintenir le meuble à température et dans des bonnes conditions de fonctionnement ainsi que pour rendre les denrées attrayantes, des apports internes sont produits.

On retrouve principalement :

les apports de chaleur par l’éclairage P_ecl;
les apports de chaleur par l’intégration des moteurs des ventilateurs dans le réseau de distribution d’air du meuble P_vent (le moteur chauffe);
les apports de chaleur des cordons chauffants des joints de porte P_{cordon_chauf};
les apports de chaleur ponctuels par les systèmes de dégivrage P_deg.

Apports de chaleur par l’éclairage

L’éclairage dans le volume utile de chargement contribue aussi au réchauffement des denrées alimentaires. La chaleur évacuée par l’évaporateur est grosso modo la puissance électrique qui alimente l’éclairage, à savoir la puissance des lampes et des auxiliaires s’ils sont placés dans le volume utile réfrigéré. Généralement, ce sont des tubes fluorescents qui équipent les meubles frigorifiques. Les ballasts qui les alimentent peuvent se trouver ou pas dans le volume utile; d’où l’importance d’avoir des luminaires énergétiquement performants.

L’apport de chaleur procuré par les éclairages est repris dans la relation suivante :

P_ecl = P_{électrique_luminaire} + P_{électrique_ballast} (si dans le volume utile de chargement)[W]

Apports de chaleur des ventilateurs

Les ventilateurs placés dans la reprise d’air, en amont des évaporateurs, dissipent aussi leur chaleur. Tout comme l’éclairage placé dans le volume utile, la puissance électrique alimentant les ventilateurs est transformée en chaleur.

On évalue l’apport de chaleur des ventilateurs P_vent par la relation suivante :

P_vent = P_{électrique_ventilateur} [W]

Apports de chaleur dus au dégivrage

Le dégivrage est un mal nécessaire sachant que les meubles frigorifiques, lorsqu’ils sont ouverts, sont des déshumidificateurs puissants. L’humidité de l’air de l’ambiance, lors de l’ouverture des portes, se retrouve sous forme de givre, de gel ou encore de glace (quand il est trop tard) sur les ailettes de l’évaporateur. L’apport de chaleur lors de l’opération de dégivrage est ponctuel.

On évalue l’apport de chaleur du dégivrage P_deg par la relation suivante :

P_deg = P_{électrique_dégivage} [W]

en froid positif, on essaye d’effectuer un dégivrage naturel en coupant l’alimentation de l’évaporateur en froid;
en froid négatif, on effectue des dégivrages par des résistances chauffantes placées sur l’évaporateur.

Apports de chaleur dus aux cordons chauffants

Les cordons chauffants sont en général placés au niveau des vitrages afin de réduire les risques de condensation au niveau des surfaces vitrées (porte vitrée, miroir, …), des ponts thermiques inévitables, …

On évalue l’apport de chaleur dû aux cordons chauffants P_{cord_chauf}par la relation suivante :

P_{cord_chauf} = P_{électrique_cordon_chauffant} [W]

Bilan énergétique

L’évaluation du bilan thermique permet de préciser la puissance frigorifique nécessaire pour combattre les agressions thermiques du meuble. La puissance frigorifique appliquée à des meubles linéaires et rapportée au mètre linéaire en [W/ml] est un ratio important souvent utilisé par les professionnels pour comparer la performance de différents meubles de même type mais de marque différente (voir certification EUROVENT).

Évaluation théorique des consommations journalières

L’évaluation théorique du bilan énergétique journalier est plus parlante que le bilan thermique des puissances mises en jeu, car elle prend en compte les modifications de régime des apports thermiques tels que l’éclairage pendant la journée, les dégivrages, …, sur une période de 24 heures. Cette période est la même que celle utilisée par EUROVENT pour caractériser les meubles frigorifiques.

Définitions

Les bilans énergétiques de jour et de nuit sont différents. Ils s’expriment par la somme des apports tant internes qu’externes selon la période de la journée ou de la nuit, multipliés par les temps respectifs pendant lesquels les apports interviennent, à savoir :

Bilan énergétique de jour

Q_jour = Σ P_{apports_jour} x t_j_our

Q_jour = (P_{pen_paroi} + P_ecl + P_vent) x t_jour+ P_{pen_vitrage} x (t_jour– t_{ouverture_porte}) + P_{ouverture_porte} x t_{ouverture_porte}

+ P_dégivrage x n_{bre_dégivr} x t_dégivr [Wh/jour]

Bilan énergétique de nuit

Q_nuit = Σ P_{apports_nuit} x t_nuit

Q_nuit= (P _{pen_paroi} + P_{pen_vitrage} + P_vent) x t_nuit [Wh/jour]

Attention que l’on néglige à la fois :

les apports par rayonnement au travers des portes vitrées (pas de rayonnement solaire et peu d’effet thermique de la part des luminaires sachant que le vitrage est au minimum un double vitrage ;

les apports par fuite au niveau des joints en considérant que ceux-ci sont de bonne qualité.

le bilan énergétique journalier représente l’énergie nécessaire à l’évaporateur du meuble frigorifique pour vaincre les apports internes et externes. Il s’écrit de la manière suivante :

Bilan énergétique

Q = Q_jour + Q_nuit[Wh/jour]

Calculs du bilan énergétique d’un meuble fermé vertical négatif

Bilan énergétique

Pour évaluer le bilan énergétique d’un meuble frigorifique ouvert vertical.

L’énergie frigorifique journalière est l’énergie froid consommée par l’évaporateur du meuble ouvert.

Q_total = Q_jour + Q_nuit [Wh/jour]
Apports de chaleur	Énergie de jour (10 heures/jour)	Energie de nuit (14 heures/jour)	Energie total journalière
Pénétration paroi	3 870	5 418	9 288
Pénétration vitrage	5 498	7 766	13 264
ouverture des portes	5 733	0	5 733
Ventilation/cordon chaud	2 100	2 940	5 040
Éclairage	2 880	0	2 880
Dégivrage	6 400	0	6 400
Total			42 605
Total/m² d’ouverture de portes			42 605/(4.3 x 1000) = 9,9 [kWh/m².jour]

Puissance frigorifique de l’évaporateur

Vu la présence d’un système de dégivrage électrique (en négatif, le dégivrage naturel ne suffit pas), la détermination de la puissance frigorifique du meuble doit s’effectuer en partant de l’énergie journalière. Soit :

P₀ = (Q_total) / (24 – nombre_dégivrage x temps_dégivrage)

P₀ = 42 605 / (24 – 2 x 0.5)

P₀ = 1 852 [W]

Puissance frigorifique spécifique

La puissance frigorifique spécifique ou couramment connue sous le nom de puissance par mètre linéaire de meuble frigorifique est de :

P_ml = P ₀ / longueur du meuble

P_ml = 1 852 / 2,3

P_ml = 805 [W/ml]

Commentaires

La puissance par mètre linéaire d’un meuble frigorifique fermé négatif à porte fermée est moins énergivore que son homologue ouvert;

le calcul théorique de l’énergie frigorifique journalière du meuble est de 9,9 [kWh/m².jour]. Pour pouvoir la comparer par rapport au TEC d’EUROVENT il serait nécessaire d’y ajouter la consommation du groupe de froid. Pour une installation classique (COP de 1.2 par exemple), la consommation du compresseur serait de l’ordre de 9,9 / 1,2 = 8,25 [kWh/m².jour]. On en déduit le TEC/TDA = 9,9 + 8,25 = 18,15 [kWh/m².jour]. En se référent au tableau de la moyenne européenne des TEC/TDA, pour ce type de meuble, TEC/TDA = 28,5 [kWh/m².jour];

EUROVENT annonce, spécifiquement pour ce type de meuble et pour un fabricant référencé, une valeur de TEC/TDA = 22,1 [kWh/m².jour]; ce qui montre que l’évaluation théorique est en deçà de celle mesurée en laboratoire, soit 18,15 / 22.1 = 0,82 ou 18 % en moins de consommation spécifique du meuble choisi;

Si la moyenne donnée par EUROVENT est de 28,5 [kWh/m².jour], le meuble étudié est donc en dessous de la moyenne européenne, soit : 22,1 / 28,5 = 0,77 ou 23 %. On se rend compte ici que la disparité des consommations des meubles testés par EUROVENT est importante; ce qui signifie qu’en froid négatif, plus encore qu’en froid positif, la qualité de la fabrication des meubles souffle le chaud et de froid. (c’est le cas de le dire).

Puissances frigorifiques spécifiques et températures

Une manière souvent utilisée pour classifier les meubles frigorifiques, est de se baser sur :

la puissance frigorifique spécifique;
ou la puissance frigorifique par mètre linéaire;
ou par module de porte en fonction des conditions classiques définies par EUROVENT (température d’ambiance de 25°C et une humidité relative de 60 %).

Meuble frigorifique fermé à applications négatives

Famille de meubles	Type de rideau d’air	Surface d’exposition [m²/ml] ou [m²/porte]	Température de service [°C]	Puissance frigorifique spécifique [kW/ml]
Meuble vertical self-service en convection forcée	Portes vitrées, rideau d’air interne turbulent.	0,84	-23 à -25	0,8 0,86

Température

La puissance frigorifique est toujours liée à une température d’évaporation qui permet de tenir la température de consigne au sein du meuble frigorifique.

Type de meuble	Température de service interne au meuble frigorifique [°C]	Température de l’évaporateur[°C]
Froid négatif	-18/-20	-30 à -35
Froid négatif	-23/-25	-33 à -38

Influence de l’évaporateur

Il est important qu’un évaporateur soit bien dimensionné pour combattre les apports du meuble. Une surface d’échange insuffisante par rapport aux apports entraîne une saturation de l’évaporateur en température. Pour des applications proche de 0°C, ou dans ce cas franchement négative, la prise en glace ou le givrage est plus rapide entraînant une surconsommation du meuble.

La figure suivante représente l’évolution des températures, à la fois pour l’air qui passe au travers des ailettes d’échange et le fluide frigorigène au travers des tuyauteries :

au fur et à mesure que l’air traverse les différents rangs d’ailettes, sa température diminue selon une loi logarithmique et passe de la température t₁ à la température t₂;

par contre, le fluide frigorigène se vaporise tout au long du trajet inverse à température plus ou moins constante (suivant le type de fluide utilisé) et ce jusqu’au moment où la dernière goutte liquide devient gazeuse (point c où le titre du fluide Xr = 1 : 1 correspond à un fluide totalement gazeux). À partir de ce point, le fluide frigorigène entre dans sa phase de surchauffe et voit sa température augmenter (segment c-d).

L’évaporateur est principalement caractérisé par sa puissance frigorifique :

P_o = K₀ x S_échange x Δtmln

et dépendant des paramètres suivants :

le coefficient global d’échange moyen K₀[W/m².K) s’exprimant sous la forme :

K₀ = f₁ / ((S_échange / (S_i x α_i)) + (1 / (Φ x α_e))

avec :

f₁ : coefficient tenant compte de la chaleur latente intervenant dans le givrage des ailettes d’échange (soit f1 = 1.25 pour le froid positif et 1,05 pour le froid négatif);
Φ : rendement global de la surface d’échange S_échange (Φ ~ 0,65 pour la convection forcée et ~0,75 en convection naturelle pour des échangeurs standards);
α_e : coefficient d’échange moyen par convection pour les surfaces externes.Il est difficile à calculer, mais dépend principalement de la vitesse moyenne de l’air au travers des ailettes (0,6 < vm < 1,2 m/s) et du pas des ailettes (espace entre deux ailettes). En écoulement laminaire, α_eest compris entre 11 et 23 W/m².K et en écoulement turbulent entre 13 et 45 W/m².K;
α_i : coefficient d’échange moyen interne lors de l’ébullition sèche du fluide frigorigène. Lui aussi est très complexe à déterminer, mais dépend principalement du type de fluide frigorigène, de son débit et du diamètre des conduites de l’évaporateur. On parle de 850 à 1 800 W/m².K.

la surface d’échange côté air de l’échangeur S_échange [m²] :

S_échange ~ 2 x V_E / pas

avec :

V_E : volume de l’évaporateur [m³];
pas : espace entre deux ailettes [m].

l’écart moyen logarithmique de température Δtmln* corrigé défini par la relation suivante :

Δtmln* = 0,95 x f₂ x ((t₁ – t₂)/ ln ((t₁ – t_{fluide_frigorigène}) / (t₂ – t_{fluide_frigorigène}))) [K]

avec :

f₂ : coefficient correcteur tenant compte de la surchauffe à la sortie de l’évaporateur
t₁ : température entrée évaporateur [K];
t₂ : température entrée évaporateur [K];
t_{fluide_frigorigène} ou t₀ : température entrée évaporateur [K];

Influence du givrage

Principe de givrage

L’humidité de l’air ambiant de la zone de vente passant au travers des ouvertures de porte migre naturellement vers les parties froides du meuble et plus particulièrement vers l’évaporateur. Cette humidité se condense et givre sur les ailettes pour les applications de froid commercial (même pour les applications « positives », la température d’évaporation est négative par exemple -10°C).

Dans des applications de congélation, il arrive que l’humidité dans l’air se transforme directement en cristaux de neige qui peuvent se fixer par exemple et malheureusement sur les pales des ventilateurs de manière non homogène pouvant entraîner la destruction des ventilateurs.

Formation de givre.

La formation de givre entraîne une réduction de la puissance frigorifique P₀ suite à :

une réduction du débit d’air passant au travers de l’évaporateur;
et par conséquent une augmentation des pertes de charge dans le circuit de refroidissement;
une augmentation de la résistance thermique de la surface de refroidissement;
une chute de la température du fluide frigorigène.

Aussi, il découle de la réduction de débit que l’efficacité du rideau d’air (quand il y en a un) sera moindre en favorisant l’augmentation des apports par induction, le passage accrût de l’humidité de l’air ambiant et l’augmentation de la température de l’intérieur du meuble, … C’est en fait le principe du « chien qui se mange la queue ».

Sur le diagramme psychométrique ci-dessous, le givre qui se forme sur l’évaporateur correspond à l’humidité prise dans l’ambiance de vente et/ou au niveau des denrées non emballées.

Le givrage représente donc une contrainte importante pour le commerçant sachant que :

l’on risque de briser la chaîne du froid;
le meuble frigorifique devra être équipé de systèmes de dégivrage pouvant entraîner des consommations énergétiques supplémentaires.

Il est donc nécessaire d’effectuer des dégivrages réguliers.

Poids énergétique du dégivrage

Quel que soit le type de dégivrage (naturel ou électrique principalement), pendant cette opération, de la chaleur est retirée à la résistance chauffante en première approximation :

pour faire fondre le givre;
par les masses de l’évaporateur, du meuble et des denrées.

Temps de dégivrage

Dans le cas d’un dégivrage électrique et connaissant la puissance de la résistance électrique, il est possible d’évaluer le temps de dégivrage par la relation d’équilibre suivante :

Σénergies absorbées = Σapports énergétiques

Où les apports énergétiques sont l’énergie fournie par la résistance chauffante pendant le temps de dégivrage et l’énergie apportée par l’éclairage, les ventilateurs, …

Influence de l’éclairage

L’éclairage intensif des meubles est-il un critère de vente ?

On sait aussi que les apports internes comme l’éclairage régissent la puissance frigorifique nécessaire au maintien des températures au sein des meubles. La présence d’éclairage au sein du meuble non seulement représente une consommation électrique en soi, mais nuit aussi à la consommation énergétique des groupes de production de froid. En simplifiant, le commerçant passe deux fois à la caisse. Pour tant soit peu que l’efficacité de la production de froid ne soit pas optimisée, sa consommation énergétique sera double.

Le placement d’éclairage dans l’enceinte même réfrigérée est une mauvaise chose en soi. En effet, la plupart du temps, les constructeurs de meubles frigorifiques utilisent des lampes fluorescentes. En effet, ce type de lampes a une basse efficacité lumineuse aux basses températures comme le montre la figure suivante :

Efficacité lumineuse en fonction de la température ambiante.

Influence des ventilateurs

Les ventilateurs fonctionnent en permanence afin de maintenir les températures de consigne au sein des meubles. La puissance électrique nécessaire pour faire tourner les pales du ventilateur et, par conséquent, pour déplacer l’air au sein du meuble, est transformée en chaleur et participe au réchauffement de l’ambiance interne du meuble. Cet apport représente de l’ordre de 3 à 5 % de la consommation énergétique de la production de froid.

Influence des cordons chauffants

Les cordons servant à éviter la présence de buée sur les portes vitrées et à empêcher les portes des meubles mixtes d’être bloquées par le givre ou la glace. Ce type d’apports influence aussi le bilan énergétique du meuble. On estime sa participation à la dégradation du bilan énergétique à ~1 %.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Fluides frigorigènes [Froid alimentaire]

L’impact environnemental

Depuis quelques décennies, l’impact des fluides frigorigènes sur l’environnement est devenu un enjeu majeur. En effet, de par la présence de fuites au niveau du circuit frigorifique, la responsabilité de ces fluides dans la destruction de la couche d’ozone et l’augmentation de l’effet de serre n’est plus à démontrer.

Trou d’ozone au pôle sud.

Que ce soit en conception, en rénovation ou même en maintenance, les fuites de fluides sont donc à éviter. Elles dépendent essentiellement de la qualité :

du choix et de la mise en œuvre des équipements (soudures et connexions des conduites de distribution par exemple);
de l’optimisation du cycle frigorifique;
de la maintenance;
…

En France, en 1997, une étude a montré que le taux de fuites annuelles pouvait atteindre 30 % de la quantité totale en poids (ou en masse) de fluides frigorigènes présent dans les installations frigorifiques des grandes surfaces (Réf.: Zéro fuite – Limitation des émissions de fluides frigorigènes, D. Clodic, Pyc Éditions, 1997).

Depuis lors, les réglementations se sont attaquées à ces problèmes :

Suite au protocole de Montréal (1987) les fluides frigorigènes CFC (chlorofluorocarbures, principaux responsables de la destruction de la couche d’ozone) ont été définitivement abandonnés et remplacés progressivement par les HCFC.

Les réglementations européennes 2037/2000, 842/2006 et 517/2014 ont notamment imposé :
- l’interdiction d’utilisation des HCFC à fort impact sur l’effet de serre (GWP ou global Warming Potential);
- le remplacement progressif des HFC à haut GWP;
- le confinement des installations frigorifiques permettant de réduire la quantité de fluide frigorigène;
- des contrôles réguliers d’étanchéité des installations;
- …

Indices d’impact

Pour établir l’impact des fluides frigorigènes sur la couche d’ozone et l’effet de serre, trois indices principaux ont été définis :

ODP : Ozone Depletion Potential;
GWP : Global Warning Potential;
TEWI : Total Equivalent Warning Impact.

ODP (Ozone Depletion Potential)

C’est un indice qui caractérise la participation de la molécule à l’appauvrissement de la couche d’ozone. On calcule la valeur de cet indice par rapport à une molécule de référence, à savoir soit R11 ou R12 qui ont un ODP = 1.

GWP (Global Warning Potential)

C’est un indice qui caractérise la participation de la molécule à l’effet de serre. On calcul la valeur de cet indice par rapport à une molécule de référence, à savoir le CO₂, et pour des durées bien déterminées (20, 100, 500 ans). Le CO2 à un GWP = 1.

TEWI (Total Equivalent Warning Impact)

Le TEWI est un concept permettant de valoriser le réchauffement planétaire (global warming) durant la vie opérationnelle d’un système de réfrigération par exemple, utilisant un fluide frigorigène déterminé en tenant compte de l’effet direct dû aux émissions de fluide frigorigène et à l’effet indirect dû à l’énergie requise pour faire fonctionner le système.
À titre indicatif, il est donné par la formule :

TEWI = (GWP x L x n) + (GWP x m[1-C]) + n x E x β

Où :

GWP : global warming potential;
L : émissions annuelles de fluide en kg;
n : durée de vie du système en années;
m : charge en fluide frigorigène en kg;
C : facteur de récupération / recyclage compris entre 0 et 1;
E : consommation annuelle d’énergie en kWh;
β : émission de CO2 en kg / kWh.

Voici, pour chaque fluide frigorigène, le Ozone Depletion Potential (potentiel de destruction de la couche d’ozone) et le Global Warming Potential (potentiel de participation au réchauffement climatique) sur 100 ans :

		ODP	GWP₁₀₀
R717	Amoniac	0	0
R744	CO₂	0	1
R290	Propane	0	20
R32	HFC, fluide pur	0	675
R134a	HFC, fluide pur	0	1 430
R407C	HFC, mélange	0	1 800
R22	HCFC	0,05	1 810
R410A	HFC, mélange	0	2 100
R427A	HFC, mélange	0	2 100
R417A	HFC, mélange	0	2 300
R422D	HFC, mélange	0	2 700
R125	HFC, fluide pur	0	3 500
R404A	HFC, mélange	0	3 900
R12	CFC	0,82	10 900

Source : 4ème rapport de l’IPCC (Intergovernmental Panel on Climate Change).

Les fluides frigorigènes fluorés

Fluides frigorigènes fluorés

Les fluides frigorigènes fluorés sont en grande partie responsables de la destruction de la couche d’ozone et contribuent à augmenter l’effet de serre. Les interactions entre les deux phénomènes sont réelles mais d’une grande complexité.

On en distingue plusieurs types :

CFC;
HCFC;
HFC.

CFC (chlorofluorocarbures) (interdits de production depuis janvier 1995)

Ce sont des molécules composées de carbone, de chlore et de fluor. Elles sont stables; ce qui leur permet d’atteindre la stratosphère sans trop de problèmes. À ce stade, en se transformant elles contribuent à la destruction de la couche d’ozone.

R-11	Groupes centrifuges « basse pression ».
R-12	Essentiellement froid domestique et climatisation automobile, mais aussi dans les groupes refroidisseurs d’eau centrifuges.
R-13	Rares utilisations en froid très basse température.
R-14	Rares utilisations en froid très basse température.
R-113	Abandonné avant son interdiction.
R-114	Pompes à chaleur et climatisation de sous-marin.
R-115	Fluide pas utilisé seul, mais dans le R-502, mélange azéotropique très utilisé en froid commercial basse température.

HCFC (hydrochlorofluorocarbures) (utilisation interdite au Ier Janvier 2015)

Ce sont des molécules composées de carbone, de chlore, de fluor et d’hydrogène. Elles sont moins stables que les CFC et détruisent l’ozone dans une moindre mesure. Elles sont appelées substances de transition.

R-22	Fluide frigorigène le plus souvent utilisé, aussi bien en froid industriel qu’en climatisation.
R-123	Remplace le R-11 dans les groupes centrifuges.
R-124	Essentiellement utilisé dans certains mélanges.

HFC (hydrofluorocarbures) (utilisation réduite progressivement jusqu’en 2030)

Ce sont des molécules composées de carbone, de fluor et d’hydrogène. Elles ne contiennent pas de chlore et donc ne participent pas à la destruction de la couche d’ozone. Par contre, les HFC présentent un Global Warming Potential (contribution à l’effet de serre) sur 100 ans élevé.

R-134a

(Solkane)

Fluide frigorigène qui a remplacé le R-12 en froid domestique et en climatisation automobile.

En application « chauffage », il présente l’avantage de faire fonctionner les pompes à chaleur à haute température (généralement jusqu’à 65 °C) et à relativement basse pression. Son utilisation est compatible avec une production d’eau chaude pour radiateurs en lieu et place d’une chaudière.

C’est également un composant majeur de la plupart des mélanges de remplacement.

R-125

N’est jamais utilisé pur en raison de sa pression critique trop faible (66°C). Il entre dans la composition de nombreux mélanges compte tenu de son pouvoir « extincteur ».

R-32,
R-152a
R-143a

Inflammables et donc utilisés uniquement en mélange avec d’autres composants qui « neutralisent » leur inflammabilité.

Mélange de fluides frigorigènes

On peut les classer en fonction du type de composants fluorés qu’ils contiennent.
Ils se distinguent également par le fait que certains mélanges sont :

Zéotropes : au cours d’un changement d’état (condensation, évaporation), leur température varie.
Azéotropes : ils se comportent comme des corps purs, sans variation de température lors du changement d’état.

Il va de soi que les frigoristes apprécient cette propriété d’azéotropie pour le fonctionnement de la machine frigorifique.

Le R407C (R134a : 52 % + R125 : 25 % + R32 : 23 %)

Le R407C est un fluide non azéotrope (il est composé de plusieurs fluides) afin d’obtenir sa température de changement d’état.

Ce fluide frigorigène présente les particularités suivantes :

Il est ininflammable.

Lors des changements de phase, la température « glisse » d’environ 5 K car les températures d’évaporation et de condensation des fluides frigorigènes qui le constituent sont différentes. Ceci rend les réglages plus difficiles et impose des échangeurs à contre-courant pour tirer le meilleur parti de ce fluide.

En cas de micro-fuite, le composé ayant les molécules les plus volatiles s’échappe préférentiellement. Il en résulte un fluide frigorigène déséquilibré. Il est dès lors nécessaire de vider entièrement l’installation avant de la recharger, le gaz retiré étant recyclé.

Les pressions sont moindres avec ce fluide frigorigène.

Il est moins performant que le R410A …

Le R410A (R32 : 50 % + R125 : 50 %)

Le R410A présente de meilleures qualités thermodynamiques que le R407C et le R22. D’autre part, l’étanchéité des installations est plus élevée avec le R410A, les pertes de pression sont donc faibles et les vitesses de fonctionnement peuvent être élevées. Les composants sont dès lors plus compacts.

Le R410A est cependant toxique ! De plus, il se comporte comme un réfrigérant mono-moléculaire lorsqu’il change de phase : le passage d’un état à un autre se produit à température quasiment constante (le glissement de température est négligeable). On ne doit donc pas vider complètement l’installation avant de la recharger.Pour terminer, les pressions de fonctionnement sont 60 % plus élevées que dans le cas du R22. Ceci limite donc son utilisation aux températures de condensation moyennes : maximum 45 °C.

Le R404A (R143a : 52 % + R125 : 44 % + R134a : 4 %)

Le R404A présente des caractéristiques communes avec le R410A (il se comporte aussi comme un fluide quasi-azéotropique) mais sa pression de fonctionnement est plus basse. Sa particularité est de ne pas beaucoup s’échauffer pendant la compression. La température des vapeurs surchauffées en sortie de compresseur reste donc modérée, ce qui convient parfaitement à la mise en œuvre des PAC fluide/fluide.

Les fluides à bas « effet de serre »

Ils sont considérés comme moins inquiétants pour l’environnement, car à la fois sans action sur l’ozone stratosphérique et d’un faible impact sur l’effet de serre.

Ils présentent tous des inconvénients, soit au niveau sécurité, soit au niveau thermodynamique.

L’ammoniac (NH3) ou R-717

L’ammoniac présente de nombreux avantages en tant que fluide frigorigène :

Impact environnemental nul (ODP et GWP100 nuls);
très bon coefficient de transfert de chaleur;
efficacité énergétique élevée (au moins aussi bonne que le R22, meilleure dans certaines conditions);
le gaz ammoniac est plus léger que l’air;
faibles pertes de charge;
fuites aisément détectables;
faible prix de revient et faibles frais d’entretien des installations;
très difficilement inflammable, limite d’explosion élevée et petits champs d’explosion;
chimiquement stable;
aisément absorbable dans l’eau;
pas très sensible à l’humidité dans le circuit;
naturel donc biodégradable;
grâce à sa haute température critique, il permet de réaliser des températures de condensation très élevées et de concevoir des PAC à haute température.

Les COP obtenus avec ce fluide frigorigène peuvent être équivalents à ceux obtenus avec des HFC.

L’ammoniac est par contre toxique (mais pas cumulativement dans le temps) et irritable. Il peut être explosif dans des cas exceptionnels (les limites inférieure et supérieure d’inflammabilité doivent être très proches l’une de l’autre). Il sera également explosif dans des locaux non aérés où il se crée un mélange d’air, d’azote et d’ammoniac. Les locaux doivent donc absolument être ventilés et le passage de l’air doit également être totalement libre. De plus, le NH3 corrode facilement le cuivre et ses alliages ainsi que le zinc. Les installateurs sont donc obligés d’utiliser de l’acier. Pour terminer, l’ammoniac n’étant pas miscible et soluble dans les huiles minérales, il faut prévoir un séparateur d’huile après le compresseur.

Les installations à l’ammoniac l’utilisent liquide et sa quantité est réduite : la quantité de gaz perdu par fuites est donc faible.

Il est à l’heure actuelle principalement utilisé dans le froid industriel.

Les hydrocarbures (HC) comme R-290 R-600a

Il s’agit essentiellement du propane (R-290), du butane (R-600) et de l’isobutane (R-600a).

Ces fluides organiques présentent de bonnes propriétés thermodynamiques, mais sont dangereux par leur inflammabilité. Le monde du froid s’est toujours méfié de ces fluides, même s’ils sont réapparus récemment dans des réfrigérateurs et des mousses isolantes. Leur utilisation future paraît peu probable en climatisation, vu le coût de la mise en sécurité aussi bien mécanique qu’électrique. En PAC, on l’utilise donc dans des quantités les plus faibles possible (maximum 3 kg pour les applications résidentielles), de préférence à l’extérieur des bâtiments.

Le dioxyde de carbone (CO₂) ou R-744

Fluide inorganique, non toxique, non inflammable, mais moins performant au niveau thermodynamique. Son usage implique des pressions élevées et des compresseurs spéciaux.

Il possède cependant de bonnes qualités en application PAC pour le chauffage ou l’eau chaude sanitaire. Il est peu coûteux, et sa récupération et son recyclage sont simples à mettre en œuvre.

Actuellement, les spécialistes s’y intéressent à nouveau de par :

son faible impact sur l’environnement (ODP = 0, GWP = 1);
son faible volume massique entraînant des installations à faible volume (fuites réduites);
…

Il a la particularité de posséder une température critique basse à 31 °C pour une pression de 73,6 bar.
À noter que l’utilisation de ce type de réfrigérant entraîne aussi des contraintes non négligeables telles que la nécessité de travailler :

à des pressions élevées (80 voire plus de 100 bar);
en transcritique qui demande une maîtrise de la condensation en phase gazeuse (gaz cooler);

L’eau (H2O)

Fluide inorganique, bien entendu sans toxicité. Même si sa grande enthalpie de vaporisation est intéressante, il ne se prête pas à la production de froid sous 0°C. Il est peu adapté au cycle à compression et ses applications sont rares.

Synthèse

Frigorigène	Fluide naturel	ODP3	GWP (100ans) valeurs IPCC 3	GWP (100ans) valeurs WMO 4	Temp. critique (°C)	Pression critique (MPa)	Inflammabilité	Toxicité	Coût relatif	Puissance volumétrique
R290 (HC) CH₃CH₂CH₃	Oui	0	20	20	96,7	4,25	Oui	Non	0,3	1,4
R717 (Ammoniac NH₃)	Oui	0	<1	<1	132,3	11,27	Oui	Oui	0,2	1,6
R 744 (CO₂)	Oui	0	1	1	31,1	7,38	Non	Non	0,1	8,4
R718 (H₂O)	Oui	0	0

Caractéristiques environnementales des fluides frigorigènes naturels.

Nomenclature

Les fluides frigorigènes sont soumis à une nomenclature qui se veut internationale. L’ASHRAE, une des plus utilisées, désigne les fluides frigorigènes par la lettre R associée à 2,3 ou 4 chiffre + une lettre (R134a par exemple).

Le tableau ci-dessous montre la méthode de désignation des fluides réfrigérants :

R-WXYZ§
Nomenclature	Appellation courante	R12	R134a	R1270
Nomenclature	Appellation pour la détermination de la formule	R-0012	R-0134a	R-1270
CFC
W = Nombre d’insaturation Carbone = Carbone (C=C)	C=C (double liaison)	0	0	1
X = nombre de Carbone -1	nombre d’atomes de Carbone C = X + 1	1	2	3
Y = nombre de Hydrogène +1	nombre d’atomes d’Hydrogène H = Y – 1	0	2	6
Z = nombre de Fluor	nombre d’atomes de Fluor F = Z	2	4	0
R401A	nombre d’atomes de Chlore Cl*	2	0	0
Formule chimique		C Cl₂F₂	C₂H₂F₄	CH₃ CH=CH₂
Si § = A-E => symétrie Si § = a-b => asymétrie (avec a moins asymétrique que b)	symétrie de la molécule	symétrique	asymétrique	symétrique

Calcul du nombre d’atomes de chlore : Pour les molécules saturées (w = 0), Le nombre d’atomes de chlore s’obtient à partir de la formule suivante : Cl = 2.(C = 1) – H – F.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Étanchéité à l’eau et à l’air des châssis

Le châssis associé au vitrage doit être imperméable à l’eau et à l’air. Il peut cependant permettre le renouvellement périodique de l’air mais de façon contrôlée.

L’étanchéité à l’air conditionne le niveau d’isolation acoustique et de confort thermique. L’étanchéité à l’eau est indispensable afin de préserver un taux d’humidité convenable et d’éviter les dégradations des matériaux.

Les niveaux de performance

Concernant les châssis, les STS définissent des niveaux de performance d’étanchéité à l’eau (PE2, PE3, PE4, PEe ) et à l’air ( PA2, PA2B, PA3 ) recommandés en fonction de la hauteur du châssis par rapport au sol.

Les niveaux PE2, PE3, PE4, PEe signifient qu’aucune infiltration d’eau ne peut se produire jusqu’à une pression respectivement de 150 Pa, 300 PA, 500 PA, et une pression maximale à précisé, et cela pour une vitesse de vent correspondante respectivement de 56 , 80, 103, et maximale (km/h).

Les niveaux PA2, PA2B, PA3 représentent des plages définies dans des graphiques donnant le débit d’air en fonction de la pression de vent. Lors des tests d’étanchéité, les résultats sont placés dans le graphique et le niveau de résistance d’étanchéité au vent correspond à celui de la zone dans laquelle le résultat se trouve.

Ces niveaux de performance doivent être établis au cours de tests réglementés d’étanchéité à l’air et à l’eau réalisés sur un échantillonnage des châssis commandés.
S’il s’agit de châssis standards agréés, ces niveaux de performance sont signalés dans leurs agréments techniques.

Facteurs influençant le niveau d’étanchéité des châssis

Le type de matériau

Le choix du matériau pour le châssis a peu d’influence sur la classe d’étanchéité de la fenêtre. Les châssis en bois, en aluminium, et en matière plastique présentent en effet une étanchéité à peu près pareille.

Le type d’ouvrant

Le type d’ouvrant influence fortement le niveau d’étanchéité.

Le tableau suivant commenté reprend une évaluation des performances d’étanchéité des différents types d’ouvrants.

Type d’ouvrant	Pivot à axe vertical					Pivot à axe horizontal				Coulissante
Type d’ouvrant	à la française	double battant sans meneau	double battant avec meneau	à l’anglaise	pivotant simple	pivotant à axe horizontal	à visière	oscillo-battantt	basculante	coulissante	guillotine
Étanchéité à l’eau	bon	difficile pourquoi ?[1]	bon	excellent	difficile pourquoi ?[2]	difficile pourquoi ?[2]	bon	excellent	bon	moyen pourquoi ?[4]	moyen pourquoi ?
Étanchéité à l’air	bon	moyen pourquoi ?[1]	bon	excellent	moyen pourquoi ?[2]	moyen pourquoi ?[2]	difficile pourquoi ?[3]	bon	bon	bon	difficile pourquoi ?[5]

Il existe un point faible au droit de la rencontre des deux battants dans la partie supérieure et intérieure. La déformation du châssis dans le temps accentue les risques de fuites locales à cet endroit. Cependant des améliorations sont possibles, par adjonction d’une ouverture de drainage au milieu de la traverse inférieure.
Il existe des infiltrations d’eau et d’air par les pivots où l’interruption des joints d’étanchéité est inévitable. Les infiltrations d’eau sont les plus conséquentes. Possibilité d’utiliser des pivots compliqués et coûteux pour remédier à cet inconvénient.
Il existe des infiltrations d’air par les pivots où l’interruption des joints d’étanchéité est inévitable.
Infiltration d’eau inévitable dans le bas du châssis, entre la partie fixe et le ventail coulissant même si la pression du vent est très faible.
Une amélioration possible : l’adjonction de profilés d’une hauteur suffisant du côté intérieur de la fenêtre permet souvent d’éviter que l’eau pénétrant dans la fenêtre ne s’introduise à l’intérieur de l’habitation. L’eau sera alors évacuée par des systèmes de drainage adéquats. Le montage doit être soigné afin d’obtenir autant que possible une continuité entre les joints verticaux et horizontaux.
L’étanchéité à l’eau reste mauvaise étant donné le nombre réduit de points de fermeture qu’offre ce type de châssis.

On remarque une tendance croissante à utiliser les châssis oscillo-battants à la place des châssis pivotants horizontaux. Il offre en effet de nombreux avantages pratiques et une très bonne étanchéité à l’eau et à l’air en raison du nombre élevé de fermetures dont il dispose.

Détails de conception permettant d’améliorer l’étanchéité des châssis

Des améliorations peuvent être réalisées au niveau :

du détail des profilés
des détails des dispositifs architecturaux de protection de la façade

Détail des profilés

Selon le niveau d’étanchéité recherché, des améliorations importantes peuvent être apportées aux profilés.

Le niveau d’étanchéité au vent et à l’eau dépend :

Du nombre de frappes (simple, double ou triple) entre les ouvrants et les dormants.

De la présence et de l’emplacement des joints et le soin accordé au joint entre le châssis et le vitrage.

De la continuité des joints dans un même plan et dans les angles.

Des précautions prises contre les déformations du châssis, créant des espacements propices aux infiltrations d’eau et d’air.

Dès lors, on accordera une attention particulière …..

– Aux barrières d’étanchéité

Actuellement, le principe de la double barrière d’étanchéité est appliqué à la quasi-totalité des châssis de menuiserie extérieure.

Les barrières d’étanchéité à l’eau et à l’air devront être continues et chacune située idéalement dans un même plan.

Il faudra choisir, en fonction du profilé, des barrières d’étanchéité à l’air adaptées et qui conservent leur élasticité dans le temps afin d’assurer un écrasement suffisant contre la battée. Un défaut d’étanchéité à l’air compromet l’efficacité de la barrière d’étanchéité à l’eau mais aussi le contrôle de la ventilation et de l’isolation acoustique.

Il faudra préciser en cas de châssis en bois, les protections en aluminium ou en PVC à incorporer au profilé.

– A la prévention des risques de déformation des profilés de châssis par :

Un bon dimensionnement des sections des profilés afin d’assurer, sous l’effet des sollicitations, une flèche de ces derniers inférieure à 1/300, compte non tenu de la raideur apportée par le vitrage.

Un renforcement des profilés (conseillé si il s’agit de châssis en PVC).

Une quincaillerie adaptée et résistante.

Pour les châssis en bois : prévenir les déformations dues au travail du bois, au niveau des joints d’étanchéité.

Compte tenu des déformations inévitables des châssis, on procédera à un réglage régulier de la quincaillerie de façon à maintenir un écrasement du préformé d’étanchéité à l’air de 2 mm.

– Aux dispositifs d’évacuation des eaux infiltrées

Il faut prévoir une chambre de décompression pour recueillir les eaux d’infiltration éventuelles (étanchéité à la pluie) et pour réduire la pression du vent sur le préformé d’étanchéité (étanchéité au vent).

Il faut veiller à ce qu’en cas de double barrière d’étanchéité, le drainage de la feuillure du vitrage soit assuré en amont de l’étanchéité à l’air du profilé.

Accorder une importance au dimensionnement et à la mise en place correcte du casse-gouttes

En cas de châssis en bois, on veillera à ne pas recouvrir les joints d’étanchéité lors de l’application de la finition/protection du bois, sans toutefois négliger le traitement du casse-goutte.

Détails des dispositifs architecturaux de protection pouvant limiter les risques d’infiltration

Détails architecturaux.

Dépassant de toitures, balcons,….

Le retour de baie sera d’autant plus efficace que le profilé est situé en retrait par rapport au nu des façades.

Un casse-goutte (ou lamier) en amont du châssis de façon à empêcher l’eau ruisselante sur les façades d’atteindre les profilés.

L’inclinaison suffisante des seuils de fenêtre de façon à limiter les éclaboussures et la stagnation de l’eau.

Dépassant de toitures, balcons,….

Le retour de baie sera d’autant plus efficace que le profilé est situé en retrait par rapport au nu des façades.

Un casse-goutte (ou lamier) en amont du châssis de façon à empêcher l’eau ruisselante sur les façades d’atteindre les profilés.

L’inclinaison suffisante des seuils de fenêtre de façon à limiter les éclaboussures et la stagnation de l’eau.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Gradation du flux lumineux (dimming)

Principe

Le principe du « dimmer » réside dans le contrôle électronique du niveau de tension d’alimentation du luminaire qui soit à basse (0…230 V) ou très basse tension (0 – 10 V du ballast par exemple).

En contrôlant le temps de déclenchement du « dimmer » avec le bouton gradateur, le niveau de tension de sortie varie.

Schéma principe du dimmer.

Application aux lampes à incandescence et halogène

Les dimmers

Le contrôle du flux des lampes à incandescence et halogènes est relativement simple. Un simple « dimmer » 0-100 % (230 V) contrôle directement la tension de la lampe ou indirectement la tension d’un transformateur intermédiaire entre l’alimentation 230 V et les sources halogènes de 12 V par exemple.

Les cellules de mesure de niveau d’éclairement

Qu’elles soient centralisées ou en local, les cellules de mesure du niveau d’éclairement permettent, en général, de gérer le flux lumineux d’une lampe, mais en 0-10 V, ce qui limite son champ d’application aux lampes fluorescentes équipées d’un ballast électronique « dimmable ».

Application aux lampes fluorescentes

Avec les lampes fluorescentes, on peut réaliser du « dimming » (variation continue du flux lumineux).

Une tension de 1 à 10 V DC (courant continu) vient alimenter un ballast électronique dimmable. Cette tension variable provient de la cellule de mesure du niveau d’éclairement ou d’un régulateur des systèmes intégrant les signaux de différents éléments de gestion de commande.

Système avec régulateur.

Le dimming a l’avantage d’éviter le surdimensionnement des installations, mais la consommation totale à faible flux lumineux sera plus importante vu que le ballast garde toujours sa consommation propre.

Dans la directive européenne 2000/55/CE on définit une classification énergétique des ballasts permettant de garantir l’optimisation de la consommation des ballasts électroniques dimmables.

Pour en savoir plus : La puissance absorbée par les lampes fluorescentes et leurs auxiliaires (ballast).

Application aux lampes fluo compactes

Le flux lumineux des lampes fluo compactes peut être contrôlé à condition qu’elles soient spécifiées »dimmables ». Le niveau de « dimming » est lié à la qualité du ballast.

Lampe à ballast intégré

La plage de « dimming » pour ce type de lampe est comprise entre 7 et 100 %.

Lampe à ballast séparé

Ce type de lampe, associée à un ballast électronique, offre des performances meilleures. On considère que la plage de régulation du flux lumineux se situe entre 3 et 100 %.

Application aux LED

L’alimentation d’une lampe LED est en courant continu. Vu que le réseau européen est en courant alternatif, un redresseur AC/DC est nécessaire pour alimenter les LED. Le contrôle du flux lumineux des LED est souvent réalisé grâce à un courant pulsé par modulation de largeur d’impulsion (PWM : Pulse Width Modulation).

Modulation de la largeur d’impulsion.

La modulation du flux lumineux s’effectuera plus en courant qu’en tension, car la LED est très sensible aux faibles variations de tension et le flux lumineux est presque proportionnel au courant.

Diagramme tension-courant dans le sens passant et bloquant de la diode.

(++) L’avantage d’une telle modulation réside dans la bonne conservation des propriétés colorimétriques de la LED.

(–) Le redresseur AC/DC ne donne pas un signal continu parfait. Une composante résiduelle ondulatoire persiste. Contrairement à la lampe à incandescence, la LED possède une très faible rémanence lorsqu’elle est soumise à un signal ondulatoire. Il en résulte un phénomène non négligeable de « papillotement » qui peut altérer le confort visuel.

Application aux lampes à décharge haute pression

Les ballasts électroniques dimmables pour lampes à décharge haute pression ont fait leur apparition sur le marché le 1er janvier 1999. Ce type de ballast permet, lors du dimming, les clignotements dû à la fréquence de 50 Hz et d’augmenter sensiblement la durée de vie de la lampe.

Un autre moyen d’obtenir un flux lumineux variable se fait par découpage de la sinusoïde de tension.
Ce découpage est obtenu par un « hacheur ». Il permet de faire varier le flux lumineux par palier.

Hachage de la sinusoïde de tension.

Ce découpage peut se réaliser avec les lampes à mercure haute pression et au sodium haute pression, mais pas avec les lampes aux halogénures métalliques qui risquent de changer de couleur.

Un problème d’inconfort thermique ou lumineux ? N’hésitez pas à tester notre nouvel outil de diagnostic afin de trouver la solution à votre problématique.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Types de lave-vaisselle

Il existe des machines polyvalentes pour toute vaisselle et d’autres à utilisation spécialisée telles que machines à laver les verres, machines à laver les ustensiles de cuisine, …

Les machines polyvalentes

On classe les machines à laver polyvalentes en deux groupes :

Machines à panier statique et machines à déplacement automatique de la vaisselle ou machines à translation.

Les machines à panier statique

Le panier reste fixe et les différentes phases de lavage (lavage proprement dit et rinçage) se réalisent au même emplacement.
L’avancement des paniers à l’entrée ou à la sortie est commandé par l’employé.
Le prélavage peut se faire manuellement au moyen d’une douchette avant l’entrée dans la machine.

Les machines à panier statique sont à ouverture frontale ou à capot mobile (ou à porte guillotine).
Certains appareils présentent un panier à mouvement rotatif.

Machine à ouverture frontale, machine à capot relevable et machine à panier à mouvement rotatif.

La capacité des machines à laver à panier statique s’exprime en assiettes/heure ou en paniers/heure.

Elles sont réservées aux petites exploitations jusqu’à 200 rationnaires environ.

Les machines à déplacement automatique de la vaisselle (ou à translation)

Ces machines permettent le déplacement de la vaisselle de façon linéaire sur un tapis articulé et motorisé, à vitesse fixe ou variable. Les différentes phases de lavage se font au fur et à mesure de l’avancement de la vaisselle dans la machine.

Ces machines sont aussi appelées machines à tunnel.

Sur les modèles les plus simples, les zones de prélavage et de séchage n’existent pas.

Il en existe de deux sortes :

La machine à paniers mobiles

La vaisselle est placée préalablement dans des paniers.

Le déplacement des paniers se fait, par exemple, à l’aide d’un entraînement mécanique à « cliquets ».

La capacité des machines à paniers mobiles s’exprime en assiettes/heure ou en paniers/heure.

Ces machines sont réservées aux exploitations de taille moyenne, jusqu’à environ 600 à 700 couverts par service.

La machine à convoyeur ou à bande

Elle est appelée ainsi car le convoyeur de chargement et de déchargement, fait partie de la machine.

Les pièces à laver sont directement posées et accrochées sur le convoyeur pourvu de doigts. Des paniers ne sont utilisés que pour les petites pièces.

À titre d’information, il existe des lave-vaisselle multi-pistes, chaque piste correspondant à une application bien précise (dépose des couverts sur l’une, dépose de la porcelaine ou de plateaux sur l’autre etc.). Ces convoyeurs multi-pistes sont davantage utilisés dans des configurations semi-automatiques où les couverts sont enlevés des plateaux à l’aide d’un extracteur magnétique qui les dépose ensuite sur la piste à couverts.

La capacité des machines à convoyeur s’exprime en assiettes/heure ou en m/min.

Ces machines sont réservées aux exploitations de grande taille (plus de 700 rationnaires) ou aux exploitations de type cafétéria de moindre effectif qui veulent travailler en continu : le même personnel réalise le débarrassage des tables en salle à manger et le lavage de la vaisselle.

Les machines spécifiques

Le lave-ustensiles (batterie de cuisine)

Le lave-ustensiles est une machine capable de laver la batterie de cuisine jusqu’à la dimension GN 2/1.

Il existe un nouveau type de machine qui utilise des granulés en plastique.

Ces machines utilisent le même principe que celui du sablage.

La phase de lavage des ustensiles se fait par des jets d’eau chargés de billes de plastique, ce qui a pour effet d’augmenter l’effet mécanique du nettoyage. Selon le degré de « brûlure » du plat, la durée de la phase de lavage sera plus ou moins longue.

Les granulés de plastique doivent être suffisamment durs pour pouvoir éliminer efficacement les restes alimentaires, tout en étant assez souples pour ne pas abîmer les plats.

L’efficacité des granulés permet de diminuer la consommation de produits lessiviels. Les ustensiles ne nécessitent plus de pré-trempage.
Les granulés sont réutilisés pour plusieurs cycles.

La laveuse de plateaux

Le plateau est la pièce de vaisselle la moins souillée et la plus volumineuse nécessitant un grand espace de passage en machine.

La laveuse de plateaux trouve sa place en bout de convoyeur d’amenée de la vaisselle sale.
La laveuse de plateaux permet un lavage spécifique des plateaux en direct, sans manutention.

Il est recommandé de le coupler avec un chargeur automatique et rangement sur chariot à niveau constant.

Empileur de plateaux.

La machine à laver les verres

Elle permet d’améliorer la qualité du lavage par un traitement spécifique.

Les verres qui ne sont pas particulièrement souillés ne nécessitent pas un traitement de choc comme le reste de la vaisselle. Par ailleurs, l’eau utilisée est de plus en plus chargée en éléments minéraux qui précipitent et déposent sur la machine mais aussi sur les verres, les rendant ternes.

Ces machines ne nécessitant que de faibles quantités d’eau, peuvent fonctionner à l’eau déminéralisée pour un coût intéressant. Alors que cette amélioration appliquée à toute la vaisselle sur une machine unique serait prohibitive.

Actuellement, ce principe s’utilise de manière sélective sur les machines polyvalentes.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’isolation thermique de la toiture

Connaître les valeurs de référence

Une paroi est caractérisée par un coefficient de transmission thermique U. Plus ce coefficient est petit plus la paroi est isolante. La réglementation thermique wallonne impose, pour les parois neuves et assimilées délimitant le volume protégé, une valeur maximale du coefficient de transmission thermique.
Ces valeurs peuvent être vues comme un « garde-fou ». D’autres labels volontaires recommandent d’ailleurs des performances thermiques plus élevées.

Même lorsque cette réglementation n’est pas d’application, cette valeur peut servir de base pour estimer la valeur minimale qu’il serait intéressant d’atteindre en cas de rénovation de la toiture. Généralement, l’optimum économique en rénovation se situe à un coefficient U = 0,3 W/m²K.

Pour les toitures autres que la toiture plate inversée, l’épaisseur d’isolant à poser en fonction du coefficient de conductivité thermique de celui-ci est donnée sur le graphique ci-dessous. Pour chaque isolant, il existe un intervalle de valeurs possibles pour la conductivité thermique. Le diagramme ci-dessous permet de déterminer dans quel intervalle d’épaisseur il faudra se situer en fonction du type d’isolant choisi.

Estimation de l’épaisseur d’isolant nécessaire pour atteindre un U = de 0.3 W/m²K dans le cas d’une toiture plate autre qu’une toiture plate inversée en fonction de la conductivité thermique (λ) ou du type d’isolant choisi (les intervalles de valeurs pour chaque isolant correspondent aux valeurs certifiées).

Pour une toiture inversée, l’isolant généralement retenu est la mousse de polystyrène extrudé (il est à éviter en cas de toiture chaude à cause de son coefficient de dilatation élevé). L’épaisseur d’isolant à poser en fonction de la conductivité thermique est donnée dans le graphique suivant.

Estimation de l’épaisseur d’isolant nécessaire pour atteindre un U = de 0.3 W/m²K dans le cas d’une toiture plate inversée de référence en fonction de la conductivité thermique (λ) ou du type de l’isolant choisi (marques et types – valeurs certifiées).

Si la toiture existante est en bon état, on considère généralement que la limite pour décider d’une rénovation est :

U > 0,6 W/m²K

En effet, en dessous de cette valeur, le temps de retour sur investissement devient assez important. Une rénovation complète ou partielle (finitions, revêtements extérieurs,… ) sera toujours une bonne occasion de renforcer l’isolation.

Pour une toiture autre qu’une toiture plate inversée, elle correspond à une épaisseur approximative d’isolant de :

9 cm de laine minérale,
ou 7 cm de mousse de polyuréthanne,
ou 11 cm de verre cellulaire.

Pour une toiture inversée, elle correspond à une épaisseur d’isolant d’environs :

12 cm de mousse de polystyrène extrudé.

Calculer le niveau d’isolation lorsque la nature et l’épaisseur de l’isolant sont connues

L’isolant thermique est la couche de la toiture qui influence le plus ses qualités thermiques.

En première approximation, le calcul du niveau d’isolation peut se faire en ne tenant compte que de l’isolant et des résistances thermiques d’échange aux surfaces sur base de la formule simplifiée.

U = 1/(Rsi + λ/e + Rse)

avec,

Rsi = résistance thermique d’échange (conditions intérieures)
λ : La conductivité thermique de l’isolant
e : l’épaisseur de l’isolant
Rse = résistance thermique d’échange (conditions extérieures)

Les valeurs à utiliser pour les résistances thermiques d’échange sont données dans le tableau spécifique de l’Annexe VII de l’AGW du 17 avril 2008 :

Exemple.

8 cm de laine minérale certifiée, de marque non déterminée, dont λ vaut 0,041 W/mK (suivant NBN B62-002/A1), entraîne un U approximatif de la toiture de

Rsi = 0.10 m²K/W
e/λ = 0,08/0,041 = 1,95 m²K/W
Rse = 0.04 m²K/W
U = 0.48 W/m²K

Si les autres matériaux constituant la toiture sont connus, il est possible de calculer exactement le coefficient de transmission thermique U de celle-ci.

Pour calculer le coefficient de transmission thermique de la toiture.

Le résultat ainsi obtenu n’est fiable que si l’isolant est sec et en bon état. En cas de doute, un sondage est indispensable.

Repérer les indices d’une isolation thermique insuffisante

Lorsque la nature, l’épaisseur et/ou l’état de l’isolant sont inconnus, il convient d’effectuer un sondage à travers la toiture pour les déterminer.

Avant d’effectuer ces sondages, certains indices peuvent indiquer un manque d’isolation efficace.

Le principal indice est la température du plafond en période hivernale.

La condensation sur le plafond est un premier indice de plafond froid dans les locaux humides.

Photo condensation.

La condensation sur une paroi est signe d’absence ou de faiblesse de l’isolation.

Pratiquement, le plafond sera considéré comme une paroi froide lorsque sa température de surface est inférieure de plus de 2 °C à la température de l’air du local. C’est le cas lorsque la toiture n’est pas isolée.

Pour que les valeurs obtenues soient valables, il faut que la toiture soit en régime thermique stationnaire (c’est-à-dire que les températures intérieures et extérieures ne subissent pratiquement pas de variation).
On fera donc ce relevé par temps nuageux, avec une température extérieure moyenne entre celle du jour et celle de la nuit.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir l’emplacement des luminaires dans les circulations

Dans les couloirs

Compromis

Le choix du nombre de luminaires, de la puissance par luminaire et de leur emplacement résultera d’un compromis entre

le respect d’une certaine uniformité,
l’investissement à consentir,
les facilités de câblage électrique et de réfection des plafonds.

Uniformité

Si pour des raisons d’économie d’énergie, on désire limiter l’éclairement moyen des couloirs à 200 (100 – école, halls) lux maximum, le nombre de luminaires à installer sera relativement faible par rapport à la surface à éclairer. Il en résultera un manque d’uniformité de l’éclairement et une succession dans les couloirs de zones claires et sombres. Ceci ne sera pas forcément gênant si le couloir n’est qu’un lieu de passage et non de « stationnement ». Inversement si on veut respecter une uniformité correcte (E_min / E_moy > 0,7), on augmentera le nombre de luminaires, vraisemblablement aussi la puissance installée et le niveau d’éclairement moyen puisque la gamme de puissance des lampes fluorescentes n’est pas infinie.

En fonction de la forme du couloir

Les couloirs étroits paraîtront plus larges et plus conviviaux si on favorise l’éclairage des murs par une composante indirecte.

Les couloirs longs paraîtront plus courts si on place les luminaires perpendiculairement par rapport à l’axe du regard. Comme la distribution lumineuse de la plupart des luminaires est plus large dans le sens transversal que dans le sens longitudinal, cette position permettra d’obtenir une uniformité correcte avec moins de luminaires.

Dans les escaliers

L’objectif principal (de base de l’éclairage des escaliers – halls) est d’assurer un contraste suffisant entre les marches pour éviter tout accident. Pour cela, il faut assurer l’éclairage des marches et maintenir dans l’ombre les contre-marches.

Exemple

La position A est correcte car elle éclaire obliquement les marches.
La position B est incorrecte, elle ne garantit pas un contraste suffisant entre les marches.
Dans les longs escaliers, la position A peut être complétée par un éclairage latéral des marches au départ d’appliques murales (position C).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Indices de protection d’un luminaire

Protection contre les solides et les liquides

Les luminaires sont classés en fonction du degré de protection contre la pénétration de poussières, de corps solides et d’humidité, conformément aux chiffres « IP » mentionnés dans la norme NBN C 20 – 001.

Le premier chiffre suivant l’inscription « IP » représente le degré de protection vis à vis des corps solides et des poussières. Le second chiffre représente le degré de protection vis à vis des liquides.

Degré de protection	Protection contre les corps solides	Degré de protection	Protection contre les liquides
IP1X	Protégé contre les corps solides supérieurs à 50 mm.	IPX1	Protégé contre les chutes verticales de gouttes d’eau.
IP2X	Protégé contre les corps solides supérieurs à 12 mm.	IPX2	Protégé contre les chutes d’eau pour une inclinaison maximale de 15°.
IP3X	Protégé contre les corps solides supérieurs à 2,5 mm.	IPX3	Protégé contre l’eau « en pluie ».
IP4X	Protégé contre les corps solides supérieurs à 1 mm.	IPX4	Protégé contre les projections d’eau.
IP5X	Protégé contre la poussière.	IPX5	Protégé contre les jets d’eau.
IP6X	Totalement protégé contre la poussière.	IPX6	Protégé contre les paquets de mer.
		IPX7	Protégé contre les effets d’immersion.

Exemple.
Un luminaire classé IP20, est protégé contre les intrusions des corps solides de plus de 12 mm mais pas contre l’humidité. Un luminaire classé IP65 est protégé contre la poussière et contre les jets d’eau.

Remarque.
Concrètement, un indice IP2X signifie que l’on ne peut atteindre les parties électriques avec un doigt, un indice IP3X, avec un tournevis, un indice IP4x, avec une épingle à cheveux.

Protection contre les chocs

Le degré de résistance au choc des luminaires est représenté par l’indice « IK » du luminaire. Cette classification remplace l’ancienne classification « IP » à 3 chiffres de type IPXXX.

IK00	pas de protection
IK01	0,15 Joule
IK02	0,2 J
IK03	0,35 J
IK04	0,5 J
IK05	0,7 J
IK06	1 J
IK07	2 J
IK08	5 J
IK09	10 J
IK10	20 J

Protection électrique

La classification électrique des luminaires est réalisée en fonction du type de protection offert contre les chocs électriques.

Classification	Exigences électriques	Conséquence d’un éventuel défaut d’isolement
Classe 0	Interdite en Belgique comme dans la majorité des pays européens. Séparation des parties sous tension par une seule isolation, dite isolation principale.	En cas de défaut d’isolement, la protection de la personne touchant l’appareil repose sur l’environnement (par ex. sol isolant).
Classe I	Séparation des parties sous tension par une seule isolation, dite isolation principale. Les parties métalliques accessibles sont reliées à une borne de terre. Recommandés dans les locaux traditionnels.	En cas de défaut d’isolement, la protection de la personne qui touche l’appareil repose essentiellement sur la qualité du circuit de mise à terre et sur un disjoncteur différentiel…
Classe II	Une isolation supplémentaire ou renforcée est ajoutée à l’isolation principale. Des matériaux à plus grande résistance d’isolement sont utilisés. Recommandés dans les locaux humides ou lorsqu’on ne peut raccorder le luminaire à un conducteur de protection.	Du fait de la double isolation, un défaut d’isolement ne peut pas se produire et la personne qui touche l’appareil n’est pas en danger.
Classe III	L’alimentation est réalisée en très basse tension de sécurité ; le circuit est isolé du réseau et la tension est plus petite que 50 V.	En principe, cet appareil ne pose pas de risques électriques.

Protection incendie

Inflammabilité de la surface de montage

La norme CEI 60598-1 propose un marquage du luminaire en fonction de l’inflammabilité de la surface de montage et des possibilités de recouvrement. Ce marquage remplace l’ancien marquage constitué des symboles présentés dans la figure ci-dessous (lettres F ou M dans un triangle sur pointe). Notez que bien qu’un nouveau marquage soit en place, ces symboles sont encore parfois rencontrés sur le marché.

La norme CEI 60598-1 propose de marquer uniquement les luminaires qui présentent des limitations d’application. Ainsi, les luminaires conçus pour être montés sur une surface normalement inflammable et qu’un matériau isolant thermique peut recouvrir sans risque d’incendie ne seront pas marqués. Par contre, les luminaires qui exigent des surfaces de montages non-inflammables ou qui ne peuvent être recouverts d’un matériau isolant thermique seront marqués selon le tableau ci-dessous. Un matériau est considéré comme normalement inflammable si sa température d’inflammation est d’au moins 200°C et s’il ne se déforme ni ne se ramollit à cette température.

Ce tableau est extrait des Dossiers du CSTC n°2/2009 Cahier n°15 page 5.

Symboles et limitations
	Le luminaire ne peut être monté sur une surface normalement inflammable.
	Le luminaire n’a pas été conçu pour être recouvert par un matériau isolant thermique.
	Le luminaire n’a pas été conçu pour être encastré dans une surface normalement inflammable.

Inflammabilité du luminaire

Le comportement au feu d’un luminaire peut être caractérisé par le résultat de l’essai au fil incandescent décrit dans la norme CEI 60.695-2-11. Ce test permet d’évaluer le comportement du luminaire vis-à-vis du feu et consiste à appliquer sur certaines parties du luminaire un fil incandescent chauffé à des températures définies (650°C, 850°C, 960°C…) et ce, pendant une certaine durée (5 secondes, 30 secondes…).
La table ci-dessous récapitule, en fonction de l’usage du matériel d’éclairage, les températures auxquelles le matériel doit résister.

Type d’usage	Parties du luminaire en contact avec des parties conductrices, ou les maintenant en position	Enveloppes et couvercles ne maintenant pas en position de parties transportant le courant
Matériel pour une utilisation sous surveillance	650 °C	650 °C
Matériel pour une utilisation sans surveillance, mais dans des conditions moins sévères	750 °C	750 °C
Matériel pour une utilisation avec surveillance, mais dans des conditions plus sévères	750 °C	750 °C
Matériel pour un usage continu sans surveillance	850 °C	850 °C
Matériel pour un usage continu sans surveillance, mais dans des conditions plus sévères	960 °C	960 °C
Appareils fixes pour les installations électriques	750 °C	650 °C
Matériel destiné à être utilisé près du tableau principal de distribution d’un immeuble	960 °C	750 °C
Pour garantir un niveau minimal d’inflammation des parties susceptibles de contribuer à un risque de feu, et de propagation du feu par leur intermédiaire, ces parties n’étant pas essayées autrement (pour éliminer les matériaux à combustion violente)	550 °C	550 °C

Ce tableau est extrait des Dossiers du CSTC n°2/2009 Cahier n°15 page 5.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir l’ensemble chaudière-brûleur pour les installations gaz ou mazout

Puissance à installer

Le surdimensionnement des chaudières est source de surinvestissement et de surconsommation :

Augmentation des pertes à l’arrêt. En effet, celles-ci sont proportionnelles à la puissance installée. Toutefois, l’augmentation du niveau d’isolation des chaudières et la présence de brûleurs avec clapet d’air se refermant à l’arrêt ont fortement diminué les pertes et donc l’influence du surdimensionnement. C’est également le cas si on divise la puissance à installer en plusieurs chaudières et que celles-ci sont régulées correctement en cascade.
Augmentation des cycles de marche/arrêt du brûleur. Pour les chaudières modernes, c’est principalement ici que se situe le problème. Un brûleur trop puissant a des temps de fonctionnement plus courts et démarre plus souvent. Il y a augmentation des pertes par préventilation et des imbrûlés (les premières et les dernières gouttes de combustible injectées brûlent dans des mauvaises conditions). Cela conduit donc à une diminution du rendement et à une accélération de l’encrassement.

Cycle de fonctionnement d’un brûleur en fonction de son surdimensionnement. Si le brûleur adapte en permanence sa puissance aux besoins, il fonctionnera en continu (ce serait le cas des brûleurs modulants s’ils pouvaient faire varier leur puissance de 0 à 100 %, ce qui n’est pas le cas).

La puissance utile de la nouvelle chaudière doit donc être calculée suivant la norme NBN B62-003. Attention, les installateurs choisissent souvent la puissance de la chaudière de façon approximative :

en sommant la puissance des radiateurs existants,
ou en appliquant un ratio proportionnel au volume du bâtiment, du type 60 W/m³ (dans cas, ils font une hypothèse par défaut sur les performances énergétiques de l’enveloppe du bâtiment alors que l’on sait très bien que ces performances peuvent varier largement entre bâtiments),
ou en reprenant la puissance des chaudières existantes (souvent fortement surdimensionnées).

Ces règles conduisent à des surdimensionnements inadmissibles pour des nouvelles installations.

Pour en savoir plus sur les paramètres de dimensionnement des installations de chauffage.

Il faudra en outre être attentif aux paramètres utilisés pour dimensionner l’installation. Par exemple, on arrivera à des résultats tout à fait différents en fonction de la température extérieure minimum que l’on aura considérée.

Faut-il surdimensionner la chaudière pour permettre l’intermittence ? Comment vérifier que dimensionnement a été effectué correctement ?

Réglementations, labels et rendement annoncé

L’efficacité énergétique d’un ensemble chaudière(s) – brûleur(s) s’exprime par son rendement saisonnier. Celui-ci tient compte de la qualité de la combustion et des pertes des chaudières entre les périodes de fonctionnement du brûleur.

Il n’est malheureusement pas possible de connaître le rendement saisonnier du matériel que l’on achète. Cela est impossible puisque ce rendement dépend pas uniquement de la qualité intrinsèque du matériel mais aussi de son dimensionnement, de son raccordement hydraulique (surtout pour les chaudières à condensation) et de son mode de régulation.

Il existe donc peu de moyens pour comparer précisément les performances des différentes chaudières sur le marché.

Réglementations et labels

En plus des exigences réglementaires minimales auxquelles doivent répondre toutes les nouvelles chaudières vendues en Belgique, il existe bien des labels « énergétiques » pour les chaudières gaz (« HR+ » ou « HR Top ») et les chaudières fuel (Optimaz et Optimaz-élite). Il faut cependant savoir que ces labels ne présentent pas toujours des exigences nettement plus élevées que les exigences réglementaires : en ce qui concerne le gaz, le label HR+ exige des rendements identiques à la législation tandis que pour le fioul, le label Optimaz demande des rendements un peu plus élevés que le minimum légal. Ils ne permettent pas non plus de comparer, entre elles, des chaudières possédant le même label (les performances mesurées ne sont pas affichées avec le label).

Labels OPTIMAZ pour les ensembles chaudière/brûleur fuel et OPTIMAZ-Elite pour la technologie à condensation..

Label HR+ pour les chaudières gaz traditionnelles et HR Top pour les chaudières gaz à condensation.

Cependant, à défaut d’autres références, l’utilisation de ces labels peut être conseillée, ne fut-ce que parce qu’ils apportent la garantie que les performances minimales requises ont été vérifiées en laboratoire (pour les chaudières ne possédant pas de label, il faut souvent se fier à la bonne foi du fabricant).

Rendement annoncé

Les rendements annoncés par les fabricants dans leur documentation ne sont généralement guère comparables car mesurés dans des conditions différentes (selon une méthode propre au fabricant, selon les exigences des A.R. de 88 et de 97, …) et ne représentent jamais le véritable rendement en exploitation.

La norme allemande DIN 4702, partie 8, propose une méthode normalisée pour chiffrer le rendement saisonnier d’une chaudière dont le résultat se rapproche le plus du rendement réel (moyenne de mesures dans cinq conditions représentatives d’un moment de la saison de chauffe).

En comparant les équipements des fabricants appliquant cette méthode, on peut se faire une idée plus précise de l’économie que l’on peut faire en choisissant l’un ou l’autre matériel : elle est proportionnelle au rapport des rendements.

Exemple.

Un fabricant annonce pour sa chaudière un rendement annuel de 94 % selon la norme DIN 4702. Un autre annonce un rendement de combustion supérieur à 92 %.

La différence entre ces deux chaudières semble être de 2 %. Ce n’est pas le cas. Ces deux chiffres ne sont, en effet, pas comparables : tandis que le rendement mesuré suivant la norme DIN 4702 se rapproche grossièrement des conditions réelles d’exploitation, le rendement de combustion ne comptabilise pas toutes les pertes de la chaudière.

Ainsi pour une chaudière correctement dimensionnée ayant des pertes à l’arrêt de 0,5 %, un rendement de combustion de 92 % conduit à un rendement saisonnier de 90,9 %. C’est plus ce chiffre qu’il faudrait comparer aux 94 %.

On peut alors « imaginer » que la première chaudière consommera :

1 – 90,9 [%] / 94 [%] = 3 [%]

de moins que la seconde.

Ordre de grandeur :

Les chaudières traditionnelles (pas à condensation) actuelles les plus performantes ont un rendement annuel suivant la norme DIN 4702 de l’ordre de 94 %. Ceci équivaut pour une chaudière correctement dimensionnée à un rendement de combustion moyen théorique de l’ordre de 94,5 .. 95,3 %.

Attention, le calcul présenté ci-dessus est purement indicatif. il permet plus ou moins de classer des chaudières mais ne correspond pas forcément au rendement réel obtenu en exploitation. En effet,

Il ne tient pas compte de la production d’eau chaude sanitaire qui pourrait être combinée à la chaudière (dans ce cas le rendement saisonnier diminue).
Les régimes de fonctionnement considérés par la norme DIN 4702 ne peuvent pas, en pratique, être appliqués à toutes les chaudières. Par exemple, deux chaudières peuvent avoir le même rendement théorique suivant la norme, mais une des deux chaudières ne peut, en pratique, pas fonctionner avec un régime de température de 40°/30° (prévu pour la mesure en laboratoire). Dans ce cas cette chaudière aura un rendement, en exploitation, plus bas que l’autre.

Pertes à l’arrêt

Les fournisseurs de chaudières reprennent, en principe, dans leur documentation, la valeur des pertes à l’arrêt de leur matériel (coefficient exprimé en % de la puissance nominale de la chaudière). Attention, cependant, à la valeur du coefficient de perte à l’arrêt (ou coefficient d’entretien) mentionnée. En effet, il n’est pas mesuré de la même manière chez tous les fournisseurs. Il faut comparer les températures de chaudière considérées pour la mesure, ce qui n’est pas évident.

Extrait de catalogue : les pertes à l’arrêt mentionnées sont mesurées pour une différence de température entre l’ambiance et l’eau de 30°C et la consommation d’entretien pour une différence de température de 50°C.

Pour les chaudières à brûleur pulsé ou à prémélange modernes, il n’y a guère de différence entre les différentes marques. On retrouve une épaisseur d’isolation équivalente à 10 cm de laine minérale pour quasi tous les matériels.

Où les pertes à l’arrêt commencent à jouer un rôle important, c’est dans le choix d’une chaudière gaz atmosphérique dont le foyer reste en permanence ouvert. Néanmoins, il est très rare que l’on installe encore ce type de matériel. En effet, cette technologie est en beaucoup de points dépassée par les chaudières à prémélange avec ventilateur.

Exemple.

Ordre de grandeur :

Les chaudières actuelles les plus performantes ont des pertes à l’arrêt de l’ordre de 0,1 .. 0,3 [%] (de la puissance nominale) pour une différence de 40°C entre l’eau et l’ambiance.

Les chaudières les moins performantes dépassent 0,5 .. 0,6 % de pertes.

Chaudière « basse température » ou « très basse température » ? Un débat dépassé

Actuellement, on retrouve sur le marché des chaudières dites :

« Basse température », dont la température moyenne d’eau interne ne peut descendre en-dessous d’une certaine valeur, de l’ordre de 50 .. 60°C (on parle aussi dans la réglementation de chaudières « standards »). Même si cette technologie devient rare pour les nouvelles installations travaillant au gaz ou au mazout, elle est encore d’application pour les chaudières bois-énergie où la température de retour vers la chaudière est limitée à une valeur minimale (souvent autour de ~50°C).
« Très basse température », ne présentant aucune contrainte en ce qui concerne la température de l’eau. Cette dernière peut totalement redescendre entre les périodes de fonctionnement du brûleur. La conception de ces chaudières vise soit à éviter la condensation des fumées, même avec des températures d’eau peu élevées, soit à résister à la corrosion qui pourrait en résulter. Pour les nouvelles chaudières au gaz ou au mazout, les chaudières sont à « très basse température » lorsqu’elles ne sont pas à condensation
Parallèlement à ces chaudières souvent appelées « traditionnelles », on trouve également les chaudières à condensation conçues, elles, pour favoriser la condensation des fumées et fonctionnant avec les températures d’eau les plus basses. Pour les nouvelles installations, la condensation se justifie pour le gaz et mazout étant donné le gain de rendement que celle-ci permet.

Dans le contexte d’une nouvelle installation au gaz ou au mazout, la question n’est plus de faire le choix entre une « chaudière basse » ou « très basse température ». A notre sens, il s’agit d’un débat dépassé. En fait, à l’heure actuelle, il s’agit plutôt de faire le choix entre les chaudières à condensation et les chaudières « très basse température ». En effet, malgré le gain de rendement obtenu grâce à la condensation, il peut exister des situations où l’utilisation de la chaudière ne permet pas d’amortir le surinvestissement entre le « très basse température » et la condensation.

Bien que dépassée, la comparaison entre les techniques « basse » et « très basse température » reste développée ci-dessous afin d’avoir un discours complet. À noter que la question pourrait resurgir pour les chaudières au bois dans la mesure où la majorité des chaudières actuelles ont une température de retour minimale imposée (c.-à-d. chaudière « basse température »).

Avantages de la très basse température par rapport à la basse température

L’intérêt énergétique de choisir une chaudière pouvant travailler à très basse température en étant régulée en température glissante se situe au niveau de :

la diminution de ses pertes à l’arrêt, dont l’impact sur le rendement saisonnier dépend du type de chaudière;
la limitation des pertes par distribution dans le collecteur primaire, dans le cas des circuits avec distribution secondaire possédant sa propre régulation de température (vannes mélangeuses),
la limitation des pertes de distribution dans l’ensemble du réseau dans le cas des installations sans circuit secondaire,
le fonctionnement correct des vannes thermostatiques dans le cas des installations sans circuit secondaire.

Remarque : on pourrait imaginer que la diminution de la température de l’eau va améliorer l’échange entre les fumées et l’eau et donc diminuer la température moyenne de fumée. L’impact sur le rendement moyen de combustion est cependant le plus souvent négligeable étant donné la technologie appliquée dans les chaudières « très basse température » (dans lesquelles le but est de freiner l’échange entre l’eau et les fumées afin d’éviter la condensation).

Exemples.

Prenons une chaudière moderne à brûleur pulsé correctement dimensionnée de 300 kW. Son coefficient de perte à l’arrêt à température nominale (température d’eau de 70°C) est de 0,3 %. Si cette chaudière travaille en température glissante, sa température moyenne sur la saison de chauffe sera d’environ 43°C. Son coefficient de perte à l’arrêt moyen sera alors de 0,11 % :

[(43 [°C] – 20 [°C]) / (70 [°C] – 20 [°C])]^1,25x 0,3 [%] = 0,11 [%]

Par rapport au fonctionnement permanent de la chaudière à température constante de 70°C, cela permet un gain sur le rendement saisonnier (et donc sur la consommation) de seulement 0,4 %.

Prenons l’exemple d’une chaudière gaz à brûleur atmosphérique ancienne génération de 300 kW surdimensionnée de 100 %. Son coefficient de perte à l’arrêt à température d’eau de 70°C est de 1,3 %.

Si cette chaudière travaille en température glissante (température moyenne sur la saison de chauffe d’environ 43°C), le gain sur le rendement saisonnier sera cette fois de 4 %, par rapport au fonctionnement permanent de la chaudière à température constante de 70°C.

Exemple.

Une chaudière alimente un collecteur primaire DN 50 de 20 m (aller-retour), isolé par 4 cm de laine minérale.

Si le collecteur est alimenté en température glissante sans limite basse, la température moyenne du collecteur durant la saison de chauffe sera d’environ 43°C. Si la température du collecteur est limitée vers le bas, elle sera de 63°C.

Pour chacun des deux cas, la perte de distribution en chaufferie (température ambiante de 15°C) s’élève à :

Cas de la température glissante : 0,271 [W/m.°C] x 20 [m] x (43 [°C] – 15 [°C]) x 5 800 [heures/an] = 880 [kWh/an] ou 88 [litres fuel/an] ou 88 [m³ gaz/an].

Cas de la température glissante avec limite basse : 0,271 [W/m.°C] x 20 [m] x (63 [°C] – 15 [°C]) x 5 800 [heures/an] = 1 509 [kWh/an] ou 151 [litres fuel/an] ou 151 [m³ gaz/an].

Pour évaluer les pertes du réseau de distribution !

Les chaudières « très basse température », présentent un autre avantage qui peut justifier à lui seul leur choix (et leur surcoût) par rapport aux chaudières « basse température ». En effet, choisir une chaudière ne pouvant descendre en dessous de 50-60°C implique une conception des circuits hydrauliques plus complexes : collecteur bouclé, pompe de recyclage sur les chaudières, … . De plus, malgré une conception rigoureuse, on est rarement à l’abri, de par l’exploitation, d’un risque de condensation et donc de détérioration, par exemple lors de la relance matinale. Cela ne pose aucun problème avec les chaudières « très basse température ».

Cas imposant le fonctionnement à haute température

En outre, il existe des situations pour lesquelles la régulation des chaudières en température glissante, sans limite basse, ne convient pas à l’installation.

> Cas 1 : une installation combinée alimentant à partir du même collecteur primaire un échangeur instantané (échangeur à plaques) pour la production d’eau chaude sanitaire.

Si le volume d’eau de la chaudière et du collecteur est trop important (long collecteur), le temps de remontée en température de la chaudière risque d’être trop important et donc le temps d’attente trop long lors de chaque puisage d’eau.

Exemple.
Une chaudière de 800 kW alimente un collecteur de 20 m DN 50. La contenance en eau de la chaudière est de 1 500 litres, celle du collecteur de 173 litres.Si la température moyenne de la chaudière et du collecteur est de 43°C durant la saison de chauffe, le temps de remontée en température jusqu’à 70°C, pour produire de l’eau chaude sanitaire est de :

1,16 [kWh/m³.°C] x 1,673 [m³] x (70 [°C] – 43 [°C]) / 800 [kW] = 0,065 [h] ou 4 [min]

où 1,16 [kWh/m³.°C] = la capacité calorifique de l’eau.

Pour en savoir plus sur le choix du système de production d’eau chaude sanitaire.

> Cas 2 : la combinaison de plusieurs chaudières, régulées en cascade, d’une boucle primaire fermée et de circuits secondaires équipés de vannes mélangeuses.

Ces circuits présenteront des problèmes de débit d’eau chaude et d’inconfort dans certaines zones de l’installation si la température des chaudières est trop proche de la température de consigne des circuits secondaires. Les chaudières doivent donc rester à plus haute température que les utilisateurs.

Évaluer	Pour en savoir plus sur l’inconfort lié au circuit primaire.
Calculs	Simuler les problèmes d’incompatibilité hydraulique.
Concevoir	Pour en savoir plus sur le choix du type de circuit primaire.

Chaudière « basse température » ou à condensation ?

Une chaudière « très basse température » fonctionne avec des températures d’eau pouvant provoquer la condensation des fumées mais qui ne condense pas pour éviter tout risque de corrosion. En gros, on bride ses performances. Or, si les conditions sont réunies pour fonctionner en très basse température, autant opter pour une chaudière à condensation qui possède un meilleur rendement. Pour le gaz et mazout, la technologie à condensation s’impose pour la majorité des cas, même s’il existe encore certaines applications où le surinvestissement par rapport à la « très basse température » n’est amorti.

Intérêt énergétique d’une chaudière à condensation

Pour comparer le rendement des chaudières à condensation et celui des chaudières basse température, il faut comparer leur rendement global annuel ou rendement saisonnier, qui prend en compte toutes les pertes de la chaudière (par les fumées, par rayonnement et d’entretien), en fonction de la charge réelle de la chaudière durant toute la saison de chauffe et non le rendement utile maximal qui est annoncé par beaucoup de fabricants dans leur catalogue.

Ce gain réel obtenu par une chaudière à condensation est difficile à estimer d’une manière générale car il dépend de la température d’eau qui irrigue la chaudière et qui est évidemment variable (elle dépend de la courbe de chauffe choisie et donc du surdimensionnement des émetteurs).

Sur base des informations de l’ARGB et des programmes de simulation de certains fabricants, on peut dire que 6 .. 9 % d’économie sur la consommation annuelle est un ordre de grandeur réaliste (voire peut-être un peu plus pour les meilleures installations) pour les chaudières au gaz.
Ce gain doit être comparé au surcoût d’une chaudière à condensation.

Pour plus de détails sur :

Le choix du circuit relié à une chaudière à condensation, cliquez ici !

Installations propices à la condensation

Le gain dépend du taux de condensation réel, donc de la température de l’eau au retour vers la chaudière et donc de la configuration de l’installation raccordée sur la chaudière.

Toutes les installations fonctionnant à basse température sont propices à l’installation d’une chaudière à condensation, c’est d’autant plus vrai pour le mazout que pour le gaz :

les ventilos convecteurs dimensionnés en régime 55°/40°,
le chauffage par le sol dimensionné en régime 40°/30°,
les radiateurs dimensionnés en régime 70°/50°,
le chauffage de l’eau d’une piscine (eau du bassin à 26 .. 28°C),
la production d’eau chaude sanitaire dimensionnée en régime 70°/40°,
les batteries à eau chaude dimensionnées en régime 70°/40°.

Le léger surinvestissement consenti en choisissant de tels régimes de dimensionnement sera rapidement compensé par l’économie réalisée par la condensation. Une analyse de rentabilité cohérente demande de travailler sur base des performances saisonnières de l’installation. Même si cela ne fait pas office de démonstration, la figure ci-dessus illustre le gain de rendement théorique utile accessible en fonction de la température de retour (c’est-à-dire, typiquement la température des fumées – 5°C).

Evolution du rendement basé PCI en fonction de la température des fumées pour les différents combustibles (excès d’air pris à 1.2). Les échangeurs des chaudières à condensation permettent typiquement de réduire la température des fumées jusqu’à 5°C supérieurs à l’eau de retour. Par exemple, si la température de retour est de 30°C, la température des fumées devrait être proche de 35°C.

Intérêt d’installer une chaudière à condensation lors de la rénovation d’une ancienne installation de chauffage (haute température)? Oui!

Les émetteurs basse température étant propice à la condensation, Cela ne veut pas dire que dans le cas de la rénovation d’une installation équipée de radiateurs dimensionnés de façon traditionnelle (régime d’eau 90°/70°), la condensation ne peut être valorisée.

En effet, la puissance moyenne de chauffage d’un bâtiment est de moitié inférieure à sa puissance de dimensionnement (température extérieure moyenne de la saison de chauffe = 5..6°C, température extérieure de dimensionnement = – 8.. -1 0°C). Ceci signifie que, pour une installation équipée de radiateurs non surdimensionnés et calculés pour un régime d’eau de 90°/70°, la température moyenne de retour de l’eau est voisine de 43° avec une régulation en température glissante.

Evolution de la température de retour d’une installation dimensionnée en régime 90°/70° et régulée en température glissante en fonction de la température extérieure. Comparaison avec la température de rosée des fumées d’une chaudière gaz et mazout. On voit que la chaudière condense sur une majeure partie de l’année (voir second graphe). En termes d’énergie, on voit que 75% de l’énergie sera fournie en condensant pour le gaz pou r40% pour le mazout.

En pratique, on peut considérer que ~75% de l’énergie délivrée par la chaudière au gaz aura lieu avec condensation pour approximativement ~40% pour le mazout. L’intérêt pour la condensation au gaz semble donc assez évident, même en régime 90°/70°. Néanmoins, il est aussi présent pour le mazout mais dans une moindre mesure. En outre, il faut savoir qu’en l’absence de condensation, les chaudières à condensation gardent un rendement supérieur aux chaudières traditionnelles parce qu’elles possèdent une surface d’échangeur supérieure.

Si les radiateurs ont été dimensionnés pour un régime de température 70°/50°, la chaudière gaz condensera durant toute la saison de chauffe. En ce qui concerne le mazout, le régime de température 70°/50°C est nettement plus favorable. A notre sens, il est préférable de travailler avec ce régime de température si on veut plus s’assurer de l’efficacité de l’installation au mazout à condensation, si l’on veut tirer le meilleur profit de cette technologie.

Evolution de la température de retour d’une installation dimensionnée en régime 70°/50° et régulée en température glissante en fonction de la température extérieure.

Notons que, dans la pratique, la plupart des radiateurs d’une installation existantes sont surdimensionnés et ne demandent jamais la température d’eau de 90°C (de dimensionnement). Pour s’en convaincre, il suffit d’interroger le gestionnaire de la chaufferie sur la température maximale des chaudières qu’il règle par les plus grands froids, ce, sans que les occupants ne se plaignent. Cette température est bien souvent inférieure à 90°C. De plus, souvent, l’isolation partielle du bâtiment (isolation de la toiture, placement de double vitrage) a encore renforcé le surdimensionnement. Dans ces conditions, une installation de chauffage initialement dimensionnée dans un régime 90°/70° pourrait être adaptée pour un régime de température inférieur de 70°/50° sans perte de confort et favorisant (ou consolidant) ainsi la condensation.

Cas particulier : chaudière à condensation, production d’eau chaude sanitaire et légionelles

Certains règlements sanitaires récents imposent de produire l’eau chaude sanitaire à une température de 80°C, pour éviter le développement de légionnelles. Ces règlements vont évidemment à l’encontre de l’efficacité énergétique puisqu’ils obligent le maintien des chaudières à une température permanente de 90°C.

Cette situation n’élimine cependant pas toutes les chaudières à condensation. Restent possibles les chaudières qui :

permettent deux retours à des températures différentes. La production d’eau chaude est raccordée sur le retour « chaud » de la chaudière et les corps de chauffe sont raccordés sur le retour « froid »;
et peuvent fonctionner sans débit imposé. En effet, ces chaudières, n’étant pas raccordées sur un circuit avec bouteille casse-pression, ne doivent pas suivre au plus près la température des circuits secondaires pour condenser correctement, car aucun retour d’eau à haute température vers la chaudière n’est possible même lorsque les vannes des circuits secondaires sont peu ouvertes.

Illustration d’un circuit avec deux retours à température différentes (retour « chaud » et « froid ») ainsi qu’une chaudière sans débit imposé (sans bouteille casse pression).

Exemple de circuit hydraulique raccordé à une chaudière à condensation demandant un débit minimal permanent.

Si cette chaudière doit en même temps produire de l’eau chaude sanitaire, elle sera tenue de fonctionner un certain temps, pour ne pas dire tout le temps, à haute température. Dans ce cas, les vannes des circuits secondaires devront se refermer pour obtenir la température voulue par ces derniers. Le surplus d’eau chaude alors produit par la chaudière sera directement renvoyé vers celle-ci via la bouteille casse-pression et elle ne condensera plus.

Critères de performance d’une chaudière à condensation

Toutes les chaudières à condensation n’ont pas les mêmes performances. Il faut en tenir compte lors du choix de sa chaudière :

la qualité de l’échangeur
le contrôle fin de l’excès d’air
la possibilité de modulation du brûleur sur la plus grande plage de puissance possible
un circuit hydraulique associé à la chaudière qui évite tout recyclage d’eau chaude vers la chaudière (chaudière à grand volume d’eau)

La qualité de l’échangeur

Pour un même type de combustible, toutes les chaudières à condensation ne présentent pas la même efficacité énergétique intrinsèque. Celle-ci dépend notamment de la conception de leur échangeur.

Malheureusement, même des chaudières présentant un très faible taux de condensation satisfont à certains labels (exemple, Optimaz-élite pour le fioul) et à la réglementation imposant un rendement minimum aux chaudières vendues en Belgique.

On retrouve ainsi sur le marché, des chaudières à condensation, guère plus performantes que des chaudières traditionnelles haut rendement.

En tant que maître d’ouvrage, il est cependant difficile de connaître la qualité énergétique de la chaudière à condensation que l’on achète. Il n’existe en effet pas de norme qui définit la manière dont doit être mesurée l’efficacité. Le rendement utile, calculé au départ de la fiche technique des chaudières, peut être une indication.

En cas de doute sur la qualité intrinsèque d’une chaudière, l’avis de l’ARGB pour le gaz ou CEDICOL pour le mazout peut être pris.

Exemple : caractéristiques techniques de 2 chaudières gaz à condensation.

Chaudière de marque x : le rendement utile(sur PCI) est de 96,8 % au régime d’eau 80°/60°, de 100,2 % au régime 70°/50° et 106 % au régime 40°/30°.

Chaudière de marque y : le rendement utile(sur PCI) à pleine charge est de (300/309) = 97 % au régime d’eau 75°/60° et (323/309) = 104,5 % au régime 50°/30°.

Un autre critère peut être demandé au fabricant pour évaluer les performances de l’échangeur thermique (donnée ne se trouvant pas dans leur documentation technique) : la différence de température entre les fumées et l’eau de retour qu’ils obtiennent avec leur matériel. Une valeur inférieure ou égale à 5°C indique une bonne performance de l’échange.

Le contrôle de l’excès d’air

Rendement utile d’une chaudière gaz en fonction de la température des fumées et de l’excès d’air (n = 1,3 équivaut à un excès d’air de 30 %).

L’énergie récupérée grâce à la condensation dépend fortement de l’excès d’air lors de la combustion (la température de rosée des fumées diminue quand l’excès d’air augmente).

C’est pourquoi, les anciennes chaudières gaz atmosphériques à condensation présentaient de moins bonnes performances. En effet, elles fonctionnaient avec un excès d’air supérieur à 50%. Heureusement, ce type de chaudière n’est quasi plus commercialisé et est remplacé par des brûleurs à prémélange permettant un dosage plus juste de l’air comburant.

Les chaudières à condensation les plus sophistiquées régulent, en continu, le dosage du gaz et de l’air, au moyen d’une analyse de l’oxygène contenu dans les fumées.

La modulation de la puissance du brûleur

La diminution de la puissance du brûleur avec la charge favorise la condensation puisqu’elle entraîne la diminution de la température de fumée. On a donc intérêt à choisir une chaudière dont le brûleur est le plus modulant possible, sur la plus grande plage de puissance possible.

Par exemple, une chaudière à prémélange au gaz peut moduler de 10 à 100 % de sa puissance nominale. Cela n’est actuellement possible que dans les ensembles où le brûleur a été développé en intégration avec la chaudière (en d’autres termes, pour les chaudières dites de type « unit »). Les chaudières à condensation que l’on équipe d’un brûleur pulsé modulant traditionnel (gaz ou mazout) ne peuvent atteindre cette plage de modulation. Effectivement, elles modulent de 30 à 100 % de la puissance nominale. En outre pour les faibles puissances, les brûleurs pulsés au mazout sont seulement équipés d’une voire deux allures car la technologie du brûleur mazout doit augmenter significativement en complexité pour assurer une modulation continue, complexité qui ne se justifierait pas pour les faibles puissances.

Nous manquons malheureusement de données neutres pour juger de la différence énergétique réelle de chacune de ces solutions.

En ce qui concerne le gaz, l’ARGB semble toutefois pencher pour l’utilisation d’un brûleur modulant dans la plus grande plage de puissance possible, en maintenant le rapport air/gaz constant et l’excès d’air minimal sur toute la plage de modulation, ce parce que :

les principales économies apparaîtraient lorsque la modulation peut abaisser la puissance en dessous de 30 % de la puissance nominale,
le taux d’émission annuel de NO_x serait plus faible.

La conception du circuit hydraulique

L’efficacité énergétique de la chaudière à condensation dépend fortement du circuit hydraulique. Celui-ci dépend du type de chaudière et des utilisateurs (chauffage par le sol, par radiateur, batteries à eau chaude, production d’eau chaude sanitaire).

Il faut garantir que les retours d’eau vers la chaudière soient les plus froids possibles pour permettre la condensation maximale des fumées.

Une erreur de conception de l’hydraulique de l’installation peut faire perdre tout le bénéfice escompté d’une chaudière à condensation. C’est ainsi que l’on rencontre des installations avec chaudière à condensation, dont le condenseur ne laisse échapper qu’un mince filet d’eau … voire aucune eau …

Pour en savoir plus sur la conception des circuits hydrauliques favorisant la condensation.

Chaudière gaz à brûleur pulsé ou à prémélange modulant ?

Lorsque l’on désire installer une chaudière gaz d’une puissance inférieure à ~1MW, on a le choix entre :

Chaudière à brûleur pulsé, chaudière à brûleur atmosphérique à prémélange, chaudière à brûleur radiant modulant avec ventilateur.

À l’heure actuelle, on n’installe plus de chaudière atmosphériques de conception ancienne. En effet, cette technologie est maintenant largement dépassée par les chaudières gaz modulantes à prémélange (avec un ventilateur et contrôle de combustion). En effet, les chaudières atmosphériques présentent des inconvénients non négligeables: un rendement utile moindre, une production importante de NO_x, des pertes à l’arrêt plus importantes.

Des chaudières atmosphériques à prémélange sont encore installées. Le prémélange permet de palier à une série d’inconvénient de l’ancienne génération de chaudières atmosphériques, notamment en termes de gestion de l’excès d’air et d’une meilleure maîtrise de l’émission de NO_x. Néanmoins, cette technique ne permet d’atteindre les meilleures performances.

En effet, les chaudières à prémélange avec ventilateur et contrôle de combustion permettent d’atteindre les meilleurs rendement, un large plage de modulation (de 10 à 100% de la Pn) ainsi qu’un production maîtrisée de NO_x. Ceci explique leur succès. Pour les puissances inférieures à ~1000 kW, ces chaudières gaz sont préférées aux chaudières gaz à brûleurs pulsés parce que la plage de modulation du brûleur pulsé est plus réduite (de 30 à 100% de Pn) et son coût plus important.

Pour les puissances supérieures à 1MW, il est techniquement difficile de réaliser des brûleurs à prémélange. Pour continuer de travailler sur base de cette technologie, il sera alors nécessaire de travailler avec plusieurs chaudières en cascade, ce qui permet aussi d’améliorer la plage globale de modulation de l’ensemble de l’installation. Au delà de trois chaudières en cascade, l’installation devient difficile à réguler, à piloter, de manière optimale. Par conséquent, les technique gaz à brûleur à prémélange avec ventilateur seront raisonnablement limitées au tour de ~3MW. Entre 1MW et 3MW, les brûleurs pulsés au gaz prennent progressivement de l’intérêt pour s’imposer au delà de ~3MW (lorsque que les techniques à prémélange sont « hors-jeu »).

Connaître le rendement utile d’une chaudière atmosphérique.

Exemple : comparaison des coûts d’exploitation d’une chaudière à brûleur pulsé et d’une chaudière atmosphérique.

Considérons des chaudières de 200 kW dont les caractéristiques sont les suivantes :

Solution 1 : Chaudière atmosphérique ancienne génération (encore vendue) avec un rendement utile de 89 % et des pertes à l’arrêt 1,3 %, production de NOx > 150 mg/kWh.
Solution 2 : Chaudière atmosphérique à brûleur à prémélange avec un rendement utile de 92 % et des pertes à l’arrêt 0,8 % (avec obturateur sur les fumées), production de NOx < 80 mg/kWh.
Solution 3 : Chaudière à brûleur pulsé modulant avec un rendement utile moyen (sur la saison de chauffe) de 94 % et des pertes à l’arrêt 0,2 %, production de NOx < 80 mg/kWh.
Solution 4 : Chaudière à brûleur radiant modulant avec un rendement utile moyen de 94 % et des pertes à l’arrêt 0,5 %, production de NOx < 80 mg/kWh

en considérant que les chaudières sont correctement dimensionnées, on peut estimer leur rendement saisonnier :

Choix de la chaudière	Rendement saisonnier	Surconsommation par rapport à la solution 3
Solution 1	86,4 %	8 %
Solution 2	90,3 %	3,8 %
Solution 3	93,8 %	0,1 %
Solution 4	93,9 %	–

Pour une consommation annuelle de l’ordre de 35 000 m³ de gaz, cela donne une surconsommation de :

Choix de la chaudière	Surconsommation par rapport à la solution 3
Solution 1	2 800 m³gaz/an
Solution 2	1 330 m³gaz/an
Solution 3	–
Solution 4	–

Technologies Low NO_x

Ces dernières années, les développements des ensembles « chaudières-brûleurs » se sont concentrés sur la réduction des émissions polluantes, notamment des émissions de NOx. En parallèle, en juillet 09, est entré en application, un Arrêté Royal fixant le taux maximal d’émission des nouvelles chaudières et des nouveaux brûleurs vendus en Belgique pour les combustibles liquides et gazeux.

On a évidemment intérêt, d’un point de vue environnemental, à choisir le matériel le moins polluant possible en allant plus loin encore que les exigences légales.

Comment connaître le taux d’émission de NOx de l’ensemble chaudière-brûleur que l’on installe ?

Pour les chaudières gaz à brûleur intégré (type « unit »), les fabricants indiquent dans leur documentation le taux d’émission de leur matériel. Notons que les chaudières gaz atmosphériques sans prémélange produisent plus de NOx que les chaudières gaz à brûleur pulsé ou les chaudières à prémélange.

Pour les chaudières à brûleur pulsé, il faut se fier aux technologies appliquées (chaudières à triple parcours, brûleurs « Low NOx » fuel ou gaz).

Fonte ou acier ?

Si on considère les qualités intrinsèques de ces deux matériaux, le débat n’a guère lieu d’être en ce qui concerne les chaudières modernes.

En effet, les deux matériaux ont des capacités semblables de résistance à la corrosion, de longévité et de recyclage. Remarquons que, de manière générale, ni la fonte, ni l’acier ne sont capables de résister aux condensats acides.
Les chaudières à condensation sont en général en acier inoxydable ou en fonte d’aluminium.
La fonte est certes plus cassante que l’acier et supporte mal les chocs thermiques. C’est pourquoi certains constructeurs imposent le maintien d’un débit d’eau minimal constant dans la chaudière. Ceci complexifie la conception du réseau hydraulique et diminue la performance des chaudières à condensation. D’autres constructeurs ont par contre trouvé des astuces techniques pour concevoir des chaudières en fonte ne nécessitant aucune irrigation minimale et pouvant être raccordées à des circuits hydrauliques extrêmement simples (circuits primaires ouverts).
La fragilité de la fonte face aux tensions thermiques rend ces chaudières plus sensibles aux dépôts de boue et aux défauts d’irrigation qui en résulte. La fonte est donc à déconseiller dans les anciennes installations connaissant des problèmes d’embouage et d’entartrage. Notons à ce sujet que si l’installation contient des boues, le problème doit être réglé avant le remplacement des chaudières, sous peine de voir celles-ci se détériorer rapidement.
Les possibilités actuelles de formage permettent d’obtenir, avec l’un ou l’autre des matériaux, des chaudières performantes ne présentant pas de condensation même en travaillant en très basse température.
Les chaudières en fonte présentent un avantage pratique par rapport aux chaudières en acier : elles peuvent être acheminées en pièces détachées dans la chaufferie et montées sur place, ce qui est parfois indispensable dans les chaufferies d’accès étriqué.

Élements de chaudière en fonte, triple parcours, en attente de montage.

Pour les très petites puissances (< 50 kW), les chaudières en fonte sont moins chères que leurs cousines en acier. Pour les grosses puissances (> 300 kW), c’est l’inverse.

Grand ou faible volume d’eau ?

On rencontre sur le marché :

des chaudières à faible volume d’eau (0,15 .. 0,2 litre/kW) et perte de charge importante,
des chaudières à grand volume d’eau (plus de 1 litres/kW) et faible perte de charge.

Les fabricants de chacune de ces chaudières présentent leur technologie comme un avantage. Essayons dès lors d’y voir plus clair.

Il est vrai que chacune des techniques a ses avantages, le débat se situant principalement au niveau de l’exigence d’un débit minimum dans la chaudière pour permettre son fonctionnement et de la complexité du circuit primaire qui doit être associé à la chaudière.

Une chaudière à faible volume d’eau a très peu d’inertie, elle peut donc réagir très rapidement à toute demande de variation de puissance, par exemple dans le cas d’une demande d’eau chaude sanitaire et d’une régulation avec priorité sanitaire. Par contre, ces chaudières sont souvent soumises à des impositions de débit minimal et leur perte de charge a un rôle important sur le comportement hydraulique de l’installation. Ceci rend la conception des circuits de distribution plus complexe. En outre, les faibles sections de passage de l’eau rendent la chaudière plus sensible aux risques d’embouage. Ceci peut être un frein à son utilisation en rénovation dans des installations contenant des boues.

Exemple de circuit raccordé à des chaudières à faible volume d’eau. L’alimentation en eau des chaudières est permanente (bouteille casse-pression, circulateur de recyclage, …) même lorsque les vannes mélangeuses sont fermées. Une boucle de « Tychelman » n’est pas nécessaire puisque la perte de charge de la tuyauterie est négligeable par rapport à la perte de charge des chaudières.

Une chaudière à grand volume d’eau a une plus grande inertie thermique. Ceci augmente les temps de fonctionnement des brûleurs et donc limite le nombre de démarrages du brûleur, source d’imbrûlés. Les chaudières à grand volume d’eau peuvent fonctionner sans circulation forcée. Lors du fonctionnement du brûleur, le débit d’eau interne circulant par thermosiphon est suffisant pour éviter tout risque pour la chaudière. Cette possibilité de fonctionner sans pompe d’irrigation simplifie grandement la conception des circuits de distribution, diminue les coûts d’investissement et d’exploitation.

Exemple de circuit raccordé à des chaudières à grand volume d’eau. Il n’y a pas de pompe primaire (sauf si les collecteurs se trouvent dans une sous station éloignée de la chaufferie). L’absence de débit dans les chaudières quand les vannes mélangeuses sont fermées ne pose aucun problème. Le circuit primaire est moins coûteux en investissement et en exploitation (moins de pompes).

Notons qu’il existe des technologies qui combinent la rapidité de réaction liée à un faible volume d’eau et la possibilité de se raccorder à un circuit hydraulique extrêmement simple. C’est la régulation intégrée à la chaudière qui coupe cette dernière en cas d’arrêt de la circulation (« flow switch » qui mesure le débit de chaque chaudière ou « aquastat » qui mesure une montée en température anormale de la chaudière).

Nombre de chaudières

Lorsque la puissance utile à installer est supérieure à 200 kW, la dissociation de la production en plusieurs chaudières peut être envisagée. Dans la lecture des éléments suivants, il y a une distinction claire à faire entre les anciennes technologies de chaudières (avec des pertes à l’intérêt significatives) et les chaudières modernes (où les pertes à l’arrêt sont réduites). Comme nous sommes dans une section relative à la conception de nouvelles installations, il faut dès lors se focaliser sur ces chaudières modernes. Pour celles-ci, la division de la puissance à installer en plusieurs chaudières est essentiellement destinée à assurer la production en cas de panne d’une des chaudières (c.-à-d. la sécurité d’approvisionnement). D’un point de vue purement énergétique, la division en plusieurs chaudières peut même être légèrement défavorable avec les chaudières modernes possédant des possibilités de modulation en puissance (brûleur deux allures ou modulant). En effet, les chaudières modernes présentent des rendements de combustion supérieurs à charge partielle, c’est notamment le cas des chaudières à condensation au gaz à prémélange équipée d’un brûleur modulant (de 10 à 100% de la puissance nominale).

Intérêt de diviser la puissance à installer en plusieurs chaudières

Démultiplier le nombre de chaudières a comme intérêt de :

Assurer la continuité de la fourniture de chaleur en cas de panne d’un générateur ?

Avec les chaudières modernes, c’est le principal argument en faveur de la démultiplication des chaudières. En effet, dans certaines applications, on souhaite que l’installation de chauffage puisse fonctionner, même si une des chaudières tombe en panne. C’est par exemple le cas des hôpitaux où la sécurité d’approvisionnement est vitale.

On pourrait imaginer que pour garantir la fourniture de chaleur en cas de panne d’une chaudière, il faille dédoubler la puissance nécessaire; en d’autres termes, qu’il soit nécessaire d’installer deux chaudières de 100% de la puissance maximale des besoins. Ce n’est pas le cas. En effet, il n’est pas nécessaire que chaque chaudière puisse répondre à tous les besoins. À titre d’exemple, prenons une installation composée de deux chaudières dimensionnées à 60% de la puissance maximale des besoins (Qtot). Durant une saison de chauffe, une puissance supérieure à 60% de la puissance totale n’est nécessaire que peu de temps. Par conséquent, si une des deux chaudières tombent en panne, elle pourra réaliser la production la majeure partie du temps. Si exceptionnellement, la demande dépasse les 60%. La chaudière ne répondra pas au besoin et la température du bâtiment descendra progressivement jusqu’à ce que les déperditions soient déminuées et équilibre la production de la chaudière. La probabilité qu’une panne de chaudière crée un inconfort important est donc minime. Et le surdimensionnement généralisé des installations limite encore ce risque.

Exemple.

Monotone de chaleur basée sur le climat moyen de St Hubert : la puissance n’est supérieure à 60 % de la puissance totale que 1 280 heures sur les 6 500 heures de la saison de chauffe. L’énergie fournie par la chaudière 1 est également nettement supérieure à l’énergie fournie par la chaudière 2.

Limiter au maximum les pertes des chaudières ? Seulement pour les anciennes chaudières

C’était l’argument avancé avec les anciennes chaudières. Il n’est plus forcément d’actualité. Voyons pourquoi.

Les pertes à l’arrêt d’une chaudière sont proportionnelles à sa puissance nominale : plus la puissance nominale augmente, plus les pertes augmentent. On a donc tout intérêt, lorsque celles-ci sont importantes, à limiter la puissance de la chaudière en activité grâce à une régulation en cascade. En effet, quand les besoins sont faible, une des deux chaudières peut rester non irriguée si bien que les pertes à l’arrêt se limite à la seule chaudière en fonctionnement (dont la puissance est inférieure à la puissance nominale totale de l’installation, et donc ses pertes).

Exemple.

Considérons un bâtiment de bureaux situé à Uccle, dont la puissance utile calculée est de 500 kW.

Deux solutions sont envisagées : une chaudière de 550 kW ou 2 chaudières 300 kW.

Solution	Combinaison	Temps de fonctionnement du brûleur durant la saison de chauffe	Temps d’arrêt de la chaudière durant la saison de chauffe
Solution 1	Chaudière 550 kW	1 844 [h]	5 800 – 1 844 = 3 956 [h]
Solution 2	Chaudière 1 300 kW	3 305 [h]	5 800 – 3 305 = 2 495 [h]
Solution 2	Chaudière 2 300 kW	77 [h]	5 800 – 77 = 5 723 [h]

Monotone de chaleur indiquant le temps total pendant lequel la puissance nécessaire est supérieure à un certain pourcentage de la puissance totale installée, soit dans ce cas : 2 x 300 [kW]. La 2ème chaudière devra produire 23 040 [kWh] et donc son brûleur ne fonctionnera que durant 23 040 [kWh] / 300 [kW] = 77 [h]

Si le coefficient de perte à l’arrêt des chaudières est de 1% et le rendement utile des chaudières est de 91 %, on peut estimer les pertes à l’arrêt enregistrées dans les deux solutions :

Solution	Combinaison	Puissance nominale de la chaudière	Perte à l’arrêt
Solution 1	Chaudière 550 kW	550 [kW] / 0,91 = 604 [kW]	0,01 x 604 [kW] x 3 956 [h/an] = 23 894 [kWh/an] ou 2 389 [litres de fuel]
Solution 2	Chaudière 1 300 kW	300 [kW] / 0,91 = 330 [kW]	0,01 x 330 [kW] x 2 495 [h] = 8 233 [kWh/an] ou 823 [litres de fuel]
Solution 2	Chaudière 2 300 kW	300 [kW] / 0,91 = 330 [kW]	– ()*

(*) si la chaudière n’est irriguée que lorsqu’elle est en demande, on peut considérer que ses pertes à l’arrêt sont inexistantes (à nuancer en fonction de l’inertie thermique de la chaudière). On aura donc compris que dédoubler le nombre de chaudières ne permet une économie que si la chaudière non nécessaire est déconnectée hydrauliquement de l’installation (au moyen d’une vanne motorisée) et non maintenue en température. Dans le cas contraire, celle-ci présente toujours des pertes à l’arrêt.

L’intérêt énergétique de dissocier la puissance chaudière était important dans le cas des anciennes chaudières présentant des pertes à l’arrêt importantes (parfois plus de 3 ..4 %). Il l’est toujours pour les chaudières gaz atmosphériques.

Les chaudières modernes à brûleur pulsé ou à prémélange avec ventilateur ont des pertes à l’arrêt quasi négligeables (isolation importante, clapet d’air sur le brûleur éliminant les pertes par balayage). L’intérêt énergétique de démultiplier les chaudières est alors nettement moindre, voire même négatif. En effet, si la chaudière unique est équipée d’un brûleur à 2 allures ou modulant, elle travaillera durant une majorité de la saison de chauffe en petite puissance (première allure) et verra son rendement de combustion grimper. Cela compense largement la faible augmentation des pertes à l’arrêt par rapport à des chaudières multiples régulées en cascade.

On peut donc considérer qu’actuellement, exception faite du cas des chaudières gaz atmosphériques, l’intérêt d’installer plusieurs chaudières se situe presqu’exclusivement au niveau de la sécurité d’approvisionnement en cas de panne.

De plus, il faut être attentif au coefficient de perte à l’arrêt annoncé par le fabricant de chaudières, en fonction de la puissance choisie. En effet, celui-ci est généralement plus important pour les petites chaudières que pour les grosses, ce qui risque de diminuer encore quelque peu le gain énergétique éventuellement réalisable par la dissociation de la puissance à installer en plusieurs unités.

Exemple.

Voici les coefficients de perte à l’arrêt annoncés par un fabricant, en fonction de la puissance de la chaudière :

Puissance [kW]	80	130	225	345	460
Coefficient de perte à l’arrêt [%]	0,41	0,28	0,15	0,13	0,13

Augmenter le temps de fonctionnement des brûleurs ?

La dissociation de la puissance, soit au moyen de brûleurs à plusieurs allures, soit au moyen de plusieurs chaudières, a également comme avantage d’augmenter la durée de fonctionnement des brûleurs. Cela diminue le nombre de démarrages et d’arrêts du brûleur, générateurs de mauvaise combustion, de suie (source d’encrassement et de surconsommation), d’émission de polluants (NO_x, CO) et de très légères pertes par préventilation.

Cet avantage réel est malheureusement difficilement chiffrable.

Chaufferies composées

On parle de « chaufferie composée » quand on associe une chaudière traditionnelle et une chaudière à condensation.

Chaudière à condensation associée à une chaudière traditionnelle.

Le graphe suivant montre l’intérêt de choisir une telle combinaison lorsque l’on souhaite installer plusieurs chaudières afin de garantir l’approvisionnement : lorsque l’on dissocie la puissance à installer en deux chaudières identiques dont une à condensation, celle-ci produira la plus grande partie de l’énergie nécessaire sur l’année, ce, en condensant une grande partie du temps de chauffe (dépend du régime de température). La chaudière traditionnelle ne viendra en appoint que par les plus grands froids, c’est-à-dire dans des conditions de toute façon défavorables à la condensation.

Étant donné le peu de gain supplémentaire que l’on peut espérer en combinant deux chaudières à condensation, cette solution est, elle, la plupart du temps rejetée. Cependant, les chaudières à condensation deviennent standard dans la plupart des configurations et leurs prix se démocratisent de plus en plus : on en tiendra compte !

Exemple :

Monotone représentant, pour le climat moyen de Uccle, le nombre d’heures par an pendant lesquelles une installation de chauffage non surdimensionnée, calculée pour un régime de température d’eau 90°/70° et régulée en température glissante, fonctionne avec une température d’eau de retour supérieure à une certaine valeur.
L’installation est composée de deux chaudières (une à condensation et une traditionnelle) de puissance égale à 50 % des besoins maximaux.

On constate que la chaudière à condensation pourra fournir la majorité de l’énergie nécessaire, ce dans des conditions favorables à la condensation puisque la température de retour ne dépasse 55°C (limite approximative pour que les fumées condensent) que 113 heures par an, par les plus grands froids.

Cependant, d’un point de vue énergétique, il est plus intéressant de placer une seule chaudière gaz à condensation équipée d’un brûleur modulant à grande plage de modulation (10 % .. 100 %), reprenant l’entièreté de la puissance nécessaire, plutôt qu’une chaufferie composée. En effet, ces chaudières ont un rendement maximal lorsqu’elles travaillent à faible charge (si l’excès d’air est correctement contrôlé, le rendement de combustion augmente quand la puissance du brûleur diminue). De plus, la modulation élimine quasi totalement les pertes à l’arrêt.

Dissocier la puissance à installer entraînerait donc une perte énergétique et installer deux chaudières à condensation de ce type risque d’être plus onéreux. Pour les chaudières au mazout à condensation, cela dépend des capacités de modulation en puissance de la chaudière : 1 allures, 2 allures ou modulant.

Brûleur 1, 2 allures ou modulant ?

Adapter la puissance du brûleur aux besoins réels qui sont variables, permet d’augmenter sa durée de fonctionnement et donc de limiter le nombre de démarrages et d’arrêts qui comme nous l’avons signalé plus haut sont une source d’imbrûlés et d’émissions polluantes. Diminuer la puissance du brûleur par rapport à la puissance nominale de la chaudière permet également d’augmenter le rendement de combustion (les fumées vont sortir plus froides). Le rendement de combustion augmente ainsi de 2 .. 2,5 % lorsque l’on abaisse la puissance du brûleur à 60 % de sa puissance nominale.

Exemple.

Évolution du rendement de combustion des brûleurs actuels en fonction de la modulation de sa puissance.

Pour les brûleurs pulsés modulants (fuelou gaz) (de 30 à 100 %) : dans un premier temps, lorsque la puissance du brûleur diminue (à partir de 100 % de puissance), la température des fumées diminue et le rendement augmente. À partir d’un certain moment, la diminution de la quantité de particules de combustible et leur dispersion (la pulvérisation du fuel devient difficile) imposent d’augmenter l’excès d’air pour éviter les imbrûlés. Le rendement diminue de nouveau.

Pour les nouveaux brûleurs gaz modulant avec contrôle de la combustion : le contrôle de la combustion permet de maintenir un excès d’air correct, sans production d’imbrûlé, sur toute la plage de modulation. On obtient donc une plage de modulation plus grande (10 à 100 %) avec une qualité de combustion constante et des fumées qui se refroidissent de plus en plus (pour arriver à la condensation).

Pour les brûleurs gaz atmosphérique 2 allures (sans ventilateur) (50% /100%) : l’air de combustion est amené dans la chaudière naturellement. L’excès d’air n’est donc pas contrôlé. Si la puissance du brûleur diminue de moitié, ce n’est pas le cas de la quantité d’air aspirée. L’excès d’air augmente donc et le rendement chute.

L’idéal

L’idéal serait un brûleur modulant sa puissance de 0 à 100 % en fonction des besoins, tout en gardant constante la qualité de la combustion. Dans ce cas, il démarrerait en début de saison de chauffe et fonctionnerait en continu, sauf en période de coupure (de nuit, …), avec un rendement de combustion maximal.

Ce type de brûleur n’existe malheureusement pas aujourd’hui. Néanmoins, on s’approche progressivement de cette situation.

En effet, les fabricants de chaudières ont développé des brûleurs gaz modulants spécifiques pour leur matériel (principalement les chaudières à condensation). Ces brûleurs permettent souvent une modulation de leur puissance de 10 à 100 %, certains avec un contrôle permanent de la combustion. Une des raisons pour laquelle les constructeurs ne prévoient pas de descendre sous les 10 %, est que la plage de fonctionnement du brûleur doit correspondre à la résistance foyère de la chaudière et les prescriptions relatives à la cheminée. En dessous de cette valeur de 10 %, le brûleur (entendons le ventilateur) n’est plus suffisamment puissant pour vaincre les pertes de charge du foyer et de la cheminée. Dans le cas du mazout, les premières chaudières basse puissance modulante commence à faire leur apparition.

Brûleur gaz modulant sa puissance en faisant varier la surface d’accrochage de la flamme et en adaptant les débits d’air et de gaz. On voit ici la flamme correspondant à 10, 50 et 100 % de puissance. La quantité d’air nécessaire à la combustion est réglée automatiquement par une sonde d’O₂ mesurant les caractéristiques des fumées.

Choix du brûleur

Puissance nominale (Pn)	Brûleur gaz atmosphérique	Brûleur gaz à air pulsé	Brûleur gaz à prémélange avec ventilateur	Brûleur mazout à air pulsé
Pn < 100 – 150 kW	Tout ou rien, voire deux allures	Tout ou rien	Modulant (10 – 20 à 100 %).	Tout ou rien
Pn < 150 – 250 kW		Deux allures		Deux allures
Pn > 150 – 250 kW		Modulant (30 – 100 %)		Deux allures
Pn > ~ 1 MW	Chaudières en cascade		Chaudières en cascade.	Modulant (40-100%)
Pn > ~ 3 MW	Techniquement trop complexe		Techniquement trop complexe.	Modulant (40-100%)

Dans cette discussion, il faut distinguer les installations au mazout et au gaz:

En ce qui concerne le gaz, les brûleurs à prémélange, avec ventilateur et contrôle de combustion permettent dès les faibles puissances d’atteindre de larges plages de modulation (typiquement, une puissance minimale de 10 à 20% de la puissance nominale). Moins cher que le brûleur pulsé gaz et possédant une plus large plage de modulation, on préfère souvent ces brûleurs à prémélange. Néanmoins, les chaudières à prémélange sont de type « unit », c’est-à-dire que chaudière et brûleur sont indissociables. Si l’on souhaite pouvoir changer de combustible pour une même chaudière, par exemple en fonction d’une situation future, il est souhaitable de travailler avec un brûleur pulsé qui, dans ce cas, est un élément distinct de la chaudière.

Pour les puissances élevées dépassant ~1MW, il est techniquement difficile de réaliser des chaudières à prémélange si bien qu’il faut associer plusieurs chaudières en cascade pour dépasser ce seuil. Néanmoins, au-delà de 3 chaudières, l’installation devient difficile à réguler/piloter. En conclusion, au-delà de 3MW, on travaille avec un ou plusieurs brûleurs pulsés au gaz. À ce niveau de puissance, les brûleurs pulsés sont de type modulant. De manière générale, entre 1MW et 3MW, les techniques à prémélange avec ventilateur et à air pulsé peuvent se justifier.

En ce qui concerne le mazout, mis à part quelques nouveaux modèles de chaudières type « prémix » modulantes à basse puissance, on travaille essentiellement sur base de brûleurs pulsés, et ce, dès les petites puissances. Avant les puissances de 100-150 kW, les brûleurs n’ont qu’une allure. Entre 150 et ~1MW, les brûleurs pulsés au gaz ont typiquement 2 allures. Ce n’est qu’à partir d’~1MW, que la complexité technique du brûleur pulsé mazout modulant se justifie économiquement.

Contrôle de la combustion

Pour les chaudières traditionnelles

Un brûleur moderne à air pulsé doit assurer en permanence une combustion complète, avec un minimum d’excès d’air. C’est la seule façon d’obtenir les meilleurs rendements de combustion et les émissions les plus faibles.

En pratique, des facteurs extérieurs tels que la pression et la température de l’air comburant, le degré d’humidité de l’air, les fluctuations du pouvoir calorifique du combustible ou encore des variations de contre-pression dans la chambre de combustion peuvent modifier la combustion.

Variation du taux d’oxygène contenu dans l’air en fonction des conditions atmosphériques extrêmes (hiver ensoleillé – été pourri)
	Hiver	Eté
Pression atmosphérique [mbar]	1 043	983
Température [°c]	– 5	20
Humidité relative [%]	0	100
m³ d’O2 dans 1 m³ d’air comburant	0,2196	0,1849
Différence été/hiver	19 %

Les responsables de chaufferie ont tendance à régler les brûleurs à air pulsé avec des excès d’air plus élevés, de manière à éviter la formation d’imbrûlés quelle que soit la saison, ce, au détriment des performances de la combustion.

On aura compris qu’un réglage optimum de l’excès d’air ne peut se faire en toute saison que sous une surveillance permanente. Une sonde à oxygène (sonde O₂ ou sonde lambda) mesure de façon continue la teneur en oxygène des fumées et ajuste le réglage du brûleur.

Sonde O₂ au zirconium ou sonde lambda.

Étant donné le coût de ce système de réglage (de 7 500 à 10 000 € pour la transformation d’un brûleur existant; de 5 000 € à 6 250 € si l’installation de la sonde O₂ s’effectue en même temps que le renouvellement du brûleur), le placement d’une sonde O₂ ne peut cependant se justifier économiquement que dans les installations de grosse puissance (chaudières de plus de 1 MW). Pour fixer un ordre de grandeur, l’ARGB délivre une prime à l’installation d’une sonde O₂ pour les installations consommant plus de 293 000 m³ de gaz par an (ce qui équivaut, dans le secteur, à une puissance de l’ordre de 2 MW).

L’économie réalisable dépend évidemment du réglage habituel du brûleur. Le « Recknagel » annonce qu’un réglage automatique de la combustion permet d’atteindre une augmentation du rendement annuel de production de 2 à 5 %.

Pour les chaudières à condensation

Nous avons vu que la quantité d’énergie récupérée grâce à la condensation des fumées dépend du réglage de la combustion. Cela apporte un intérêt complémentaire à la régulation permanente des paramètres de combustion.

C’est pourquoi, pour optimaliser le fonctionnement de leur chaudière à condensation, certains constructeurs ont équipé d’origine leur matériel d’une sonde O₂ et d’une régulation qui corrige automatiquement la vitesse du ventilateur du brûleur en fonction de la qualité de la combustion.

Malheureusement, nous ne disposons pas actuellement de donnée neutre permettant de chiffrer le gain réel résultant de ce mode de régulation, ce par rapport aux chaudières dont le modulation se fait en maintenant constant le rapport entre le volume d’air et de gaz admis dans le brûleur.

Suivi des consommations

Compteurs d’heures sur un brûleur 2 allures.

Le suivi des consommations est une des clés de la gestion énergétique.

Gérer

Pour en savoir sur la comptabilité énergétique.

Dans le cas d’une installation fonctionnant au fuel, il est difficile d’effectuer un suivi régulier (mensuel) du fait de la complexité de la mesure de la consommation. Le placement d’un compteur de fuel sur le brûleur permet de résoudre le problème. Ce placement est parfois complexe sur un brûleur existant. C’est pourquoi il est important de le prévoir dès la commande du brûleur, les fabricants pouvant alors fournir un compteur intégré.

Notons que pour les chaudières fonctionnant au gaz, le relevé du compteur gaz permet le même suivi des consommations. Si d’autres consommations peuvent être identifiées (cuisines, stérilisateurs dans les hôpitaux, …), il faudra les dissocier des consommations des chaudières.

Une autre possibilité est l’intégration de compteurs d’heures de fonctionnement du brûleur (un compteur par allure). Il faudra alors connaître le débit de combustible pour connaître la consommation. Pour le fuel, celui-ci devra être calculé à partir des caractéristiques du gicleur reprises notamment sur l’attestation d’entretien des chaudières. La présence de compteurs d’heure de fonctionnement permet également, si on prend la discipline de les relever, de visualiser le fonctionnement de l’installation. On peut par exemple constater que dans une cascade de deux chaudières, une des deux chaudières n’a jamais tourné durant l’année. Cela indique que l’installation est surdimensionnée. Ou à l’inverse, si le nombre d’heures est identique, que la régulation en cascade est mal réglée, …. Cependant, il existe un mode de permutation sur les régulateurs de sorte à équilibrer la charge des chaudières.

En résumé, si nous devions choisir …

Nous sommes conscients qu’il est peut-être difficile de naviguer au milieu de tous les critères de choix décrits ci-dessus. C’est pourquoi nous vous faisons part des orientations que nous considérons être actuellement les plus performantes en matière de consommation énergétique et de protection de l’environnement. Ainsi, si nous devions concevoir une nouvelle installation de production de chaleur, nous choisirions,

Option 1 : Énergie fossile

Si le gaz est disponible :

Une chaudière gaz à condensation ou la combinaison d’une chaudière à condensation avec une chaudière traditionnelle (si on désire une assurance de fourniture de chaleur en cas de panne). Sur ce point, nous sommes un peu partagés sachant que le prix des chaudières à condensation diminue relativement vite.
Cette chaudière serait dimensionnée suivant la norme NBN B62-003.
Elle serait équipée d’un brûleur à pré-mélange modulant avec ventilateur (avec une grande plage de modulation : de 10 à 100 %) et avec un dosage entre l’air comburant et le gaz le plus précis possible sur toute la plage de modulation.
Elle serait raccordée à un circuit hydraulique favorisant au maximum la condensation et de préférence le plus simple possible de manière à éviter les erreurs de conception et de régulation (chaudière ne nécessitant pas de débit minimal).
Elle aurait les émissions de CO et NO_x les plus faibles possibles.

Si le gaz n’est pas disponible :

Une chaudière ou plusieurs chaudières (si on désire une assurance de fourniture de chaleur en cas de panne) fuel à triple parcours. Attention que les chaudières à condensation au fuel sont de plus en plus présentes sur le marché et donnent d’excellentes performances énergétiques.
Si possible à condensation ou, au minimum, pouvant travailler à « très basse température ».
Équipée d’un brûleur « Low NO_x« , à 2 allures ou d’un brûleur modulant pour les grandes puissances.
Équipée d’un compteur fuel pour faciliter le comptage énergétique.

Option 2 : Energie renouvelable

Une chaudière au bois-énergie (pellets ou plaquettes) en combinaison avec une chaudière au mazout « très basse température » (pour assurer la fourniture de chaleur en cas de panne et pour réaliser l’apport de pointe de chaleur lors des températures extérieures extrêmes, ce qui maximise le temps de fonctionnement de la chaudière au bois),
Alimentée en bois dans un conditionnement de qualité,
Équipée d’un dispositif de comptage des consommations pour faciliter le comptage énergétique (soit basé sur la quantité de bois consommé ou la régulation de la chaudière).

Et pour les chaudières de puissance importante

Chaudière à condensation avec échangeur intégré.

Au-delà d’une certaine puissance (> 1 000 à 1 500 kW), il est difficile de trouver des chaudières à condensation où l’échangeur pour la condensation est intégré à la chaudière. Les modèles proposés au-dessus de cette puissance sont en général des chaudières à haut rendement équipés d’un échangeur à condensation placé en aval (du point de vue des fumées) de la chaudière.

Intérêt des chaudières avec échangeur à condensation externe

Les chaudières HR équipées d’un échangeur à condensation externe (ou condenseur séparé) sont-elles comparables aux chaudières à condensation proprement dite ?

A priori, dans la mesure où le choix entre ces deux types de chaudières est possible, les constructeurs avancent que la chaudière à condensation dispose d’une surface d’échange plus importante que la somme des surfaces d’échange de la chaudière et de l’échangeur à condensation réunis. De plus, la température des fumées dans la chaudière HR devant rester au-dessus du point de rosée (l’échangeur de la chaudière n’est pas prévu pour condenser), les fumées entrent dans le condenseur séparé à plus haute température que dans le cas des condenseurs intégrés.

Dans une première approche, l’intérêt des condenseurs externes est mitigé. Si la possibilité existe de pouvoir choisir, dans la gamme de puissance considérée, entre une chaudière à condensation à part entière et une chaudière classique HR avec échangeur à condensation séparé, il ne faut pas hésiter un seul instant.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Étalonner un thermomètre

On peut contrôler soi-même le bon fonctionnement d’un thermomètre à l’aide de quelques tests simples :

Par mesure du point de congélation (0°C)

On prépare un récipient contenant 0,5 litre de glace pilée et de l’eau que l’on ajoute jusqu’en dessous de la surface de la glace. Laisser ensuite reposer le bain pendant 10 minutes pour qu’il s’équilibre. Le thermomètre à contrôler est positionné au milieu du bain. La température lue peut s’écarter de ± 1°C du point de congélation (0°C).

À l’aide d’un thermomètre de laboratoire étalonné et un bain d’eau ou d’huile

On réchauffe 1 litre d’eau ou d’huile jusqu’à 65°C environ. Ensuite, l’huile ou l’eau est transvasée, de préférence, dans un thermos. La température de l’eau ou de l’huile est mesurée à l’aide d’un thermomètre étalonné. Immédiatement après, on procède à une deuxième mesure avec le thermomètre à contrôler. Les écarts de ± 1°C par rapport à la température mesurée avec le thermomètre étalonné sont autorisés.

À l’aide de vapeur

On porte quelques litres d’eau à ébullition. Mesurer la température de l’eau ne donne pas de bons résultats étant donné que la température de l’eau bouillante n’est pas uniforme. C’est pourquoi le thermomètre est placé dans l’atmosphère de vapeur juste au-dessus de la surface de l’eau. De manière idéale, on posera sur le récipient contenant l’eau un couvercle muni d’une petite ouverture au centre, au travers duquel on introduit le thermomètre. Par une pression de 1 atmosphère, la température s’élève précisément à 100°C. Cette méthode donne parfois des résultats imprécis, d’autant plus que la température de la vapeur varie en fonction de la pression ambiante.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Comptabilité énergétique du Collège du Sacré Cœur

Avertissement

Actuellement (début 2016) la fourniture urbaine de chaleur à Charleroi est en pleine négociation entre le fournisseur et les clients.
Bien que la présente étude de cas soit relativement ancienne, elle montre l’efficacité de la comptabilité énergétique pour détecter et corriger très rapidement toutes formes de dysfonctionnements. Toutes les conclusions restent valables.

Situation initiale

Situation initiale, établie en mars 94 :

Les consommations du collège sont inventoriées de mois en mois, depuis 1991, sur un tableau manuel, mais ne sont pas analysées.

En mars 1994, l’économe se rend compte que son budget 1994, pour les consommations de chauffage, est très largement entamé !

Un rapide coup d’œil sur le tableau dont il dispose le fait littéralement paniquer : il semble bien qu’il n’y ait pas d’erreur comptable, mais bel et bien une dérive des consommations…

Les informations utiles dont il dispose sont les suivantes :

surface chauffée : 8 340 m²
nombre d’élèves : 1 600 externes
nombre de religieux résidents : 20
occupation : constante depuis 10 ans à des fins scolaires uniquement
repas fournis en externat : 200 repas par jour
système : chauffage urbain (alimentation en eau surchauffée)
schéma hydraulique : inconnu
schéma de régulation : inconnu
usages de l’énergie : chauffage et eau chaude sanitaire
comptage : voir factures SOCAGETH

Tableau des consommations brutes :

Ce tableau exprime les consommations enregistrées à partir des factures mensuelles de la SOCAGETH (Chauffage urbain).

1992	cons. (en GJ)	1993	cons. (en GJ)	1994	cons. (en GJ)
01/92	871	01/93	764	01/94	1286
02/92	668	02/93	913	02/94	951
03/92	503	03/93	658	03/94	783
04/92	290	04/93	409	04/94	…
05/92	107	05/93	155
06/92	50	06/93	94
07/92	4	07/93	105
08/92	23	08/93	84
09/92	117	09/93	116
10/92	449	10/93	630
11/92	716	11/93	1 003
12/92	1 014	12/93	669
Total	4 812	Total	5 600

Ce tableau n’est guère facile à interpréter… Notamment, on ne perçoit pas si la dérive des consommations en 93 et 94 est due à des variations climatiques ou non ?

Pour pouvoir normaliser ces consommations, il faut en extraire les consommations qui ne sont pas imputées au chauffage (on aperçoit bien des consommations en été…)

Estimation des consommations pour l’eau chaude sanitaire

Le chauffage urbain est utilisé pour le chauffage des locaux et pour la production d’ECS de l’école, soit

les besoins privés de la Communauté des Pères,
les douches de l’école,
les repas (cuisine collective) de l’école.

À défaut d’un comptage spécifique de ces besoins, ils sont estimés à partir de statistiques de consommations.

Estimation des besoins en ECS (« guide sectoriel Ademe/AICVF-Établissements scolaires »)
	Effectifs	Ratio (l/j)	T° d’eau (°C)	Rend.	Nbre jours/mois	Cons. (GJ/mois)
Communauté	20	857	45	0,60	30	6,26
École	1 600	2 240	35	0,60	20	7,80
Repas	200	1 800	45	0,60	20	8,77

Total						23

Des consommations brutes, on retirera donc 23 GJ/mois entre septembre et juin, et 6 GJ/mois en juillet et août.

On en déduit un nouveau tableau des consommations brutes, hors eau chaude sanitaire :

1992	cons. (en GJ)	1993	cons. (en GJ)	1994	cons. (en GJ)
01/92	848	01/93	741	01/94	1 263
02/92	645	02/93	890	02/94	928
03/92	480	03/93	635	03/94	760
04/92	267	04/93	386	04/94	…
05/92	84	05/93	132	–	–
06/92	27	06/93	71	–	–
07/92	0	07/93	99	–	–
08/92	17	08/93	78	–	–
09/92	94	09/93	93	–	–
10/92	426	10/93	607	–	–
11/92	693	11/93	980	–	–
12/92	991	12/93	646	–	–
Total	4 570	Total	5 358	–	–

Reste une consommation d’été trop élevée, particulièrement en 93 …

La comptabilité énergétique ne fournit pas d’interprétation : elle tire le signal d’alarme et suggère une analyse plus détaillée sur place

rendement désastreux de la production d’eau chaude sanitaire ?
arrêt réel du système de chauffage l’été ?
précision suffisante du compteur d’eau surchauffée pour les petits débits ?
… ou simplement un stage sportif organisé dans l’école en été ?

Une réponse à ces questions permettrait d’être plus précis dans le montant à retirer des consommations brutes d’hiver (si l’ECS est très coûteuse en été, elle l’est aussi en hiver…).

Normalisation des consommations

Il faut à présent neutraliser l’effet du climat pour rendre la comparaison possible d’une année à l’autre et repérer l’importance des dérives. Dans ce but, on indique les degrés-jours correspondant à chaque mois de la saison de chauffe.

L’ATIC calcule les degrés-jours correspondant à la saison de chauffe, sur base des données de l’IRM.

Année	consom. brutes (en GJ)	DJ du lieu	DJN du lieu	Consom. Normalisées (en GJ)
1992	4 570	2 109	2 290	4 962
1993	5 358	2 090	2 290	5 573

On voit que la consommation de 1993 est bien supérieure à celle de 1992, tant en consommation brute qu’en consommation normalisée.

On remarque aussi que les hivers cléments de 1992 et 1993 ont allégé le poids de cette consommation par rapport à ce qu’elle aurait été si le climat avait été « normal ».

Comparaison au ratio du secteur

Comparons les consommations 1992 et 1993 au ratio établi en région wallonne pour les écoles (statistiques Institut de Conseils et d’Études en Développement Durable) de 15 à 20 l mazout/m² an (soit 0,54 GJ à 0,72 GJ/m2.an).

Le Collège du Sacré-Cœur se trouve dans la norme pour 1992 et à la limite haute de la norme pour 1993. Cette norme est une moyenne établie sur un échantillon représentatif d’écoles situées en Wallonie (hors internats). Les écoles de l’enseignement libre se situant davantage à la limite basse et les écoles de l’enseignement officiel… à la limite haute.

Signature énergétique

La dispersion des points autour de la droite de régression reste faible surtout en 1993. Les pentes restent parallèles (même sensibilité aux variations climatiques) mais décalées vers le haut (consommation fixe permanente ?)

De plus, en 1993, on voit apparaître des consommations à 0 degré jour. Après enquête, il est apparu que la circulation de l’eau dans les boucles primaires de l’installation de chauffage n’a pas été arrêtée durant l’été 1993, alors qu’en 1992 cela avait été fait.

Les premières observations de 1994 montrent une nette dérive de la consommation (problème de régulation?). On peut imaginer quelle serait la signature énergétique si la consommation d’avril à décembre suivait la même tendance !

Attention, l’importante consommation de Janvier 94 par rapport à décembre 93 peut correspondre à un simple report, en janvier 1994, de consommations de décembre 1993. Ici se pose donc la question de la périodicité des relevés de consommation.

Conclusions

Cet exemple montre l’intérêt

d’assurer des relevés de consommation mensuels, indépendamment du fournisseur (maîtrise de la périodicité des relevés, contrôle),

d’affiner la connaissance des besoins par usage de l’énergie (besoins nécessaires à l’ECS, notamment),

d’affiner la connaissance des installations et équipements (fichiers et plans descriptifs), afin de permettre une bonne interprétation des phénomènes détectés.

Plus globalement dans ce bâtiment, la question de la production d’ECS par le système de chauffage central doit être posée : cette situation n’autorise pas l’arrêt pur et simple de l’installation en période estivale (prix du GJ utile !). Pour la communauté religieuse, une solution par une production d’eau chaude décentralisée devrait être trouvée. On vérifiera également que le circuit de chauffage de la communauté est totalement distinct de celui de l’école, afin de permettre les coupures de nuit et de week-end.

Depuis lors, la situation a-t-elle été mise sous contrôle ?
D’autres contrôles de la comptabilité énergétique ont-t-ils été effectués ?

Attention !!! La société SOCAGETH semble vouloir mettre fin à ses contrats de fourniture de chaleur !

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Conductivité thermique d’un matériau

Représentation physique

La conductivité thermique (λ) est une caractéristique propre à chaque matériau.
Elle indique la quantité de chaleur qui se propage par conduction thermique :

en 1 seconde,
à travers 1 m² d’un matériau,
épais d’un 1 m,
lorsque la différence de température entre les deux faces est de 1 K (1 K = 1 °C).

> La conductivité thermique s’exprime en W/mK.

Plus la conductivité thermique est élevée, plus le matériau est conducteur de chaleur. Plus elle est faible, plus le produit est isolant.

Ce coefficient n’est valable que pour les matériaux homogènes. Il n’a pas de sens pour les matériaux hétérogènes au travers desquels la chaleur se propage en même temps par conduction, convection et rayonnement.

Le coefficient de conductivité thermique λ d’un matériau varie en fonction de la température et de l’humidité de celui-ci.
Les documentations technico commerciales des matériaux devront donc préciser avec la valeur du λ les conditions dans lesquelles cette valeur est obtenue (et utilisable!). On tâchera de s’approcher des valeurs normales d’utilisation (Température entre 10 °C et 20 °C).

Pratiquement on distinguera :

λ_i	Conductivité thermique d’un matériau dans une paroi intérieure ou dans une paroi extérieure, à condition que le matériau soit protégé contre l’humidité due à la pluie ou à la condensation.
λ_e	Conductivité thermique d’un matériau dans une paroi extérieure qui n’est pas protégé contre l’humidité due à la pluie ou à la condensation.

Remarque : λ est une caractéristique physique du matériau indépendant de sa forme.

Échelle de valeurs

Les coefficients de conductivité thermique des matériaux varient énormément en fonction de la nature de ceux-ci. (Valeurs par défaut extraites de l’annexe B1 de l’AGW du 15 mai 2014).

Les métaux : 35 (plomb) à 380 (cuivre) W/mK ;
Les pierres : 1.4 (pierre demi-fermes) à 3.5 (pierres lourdes) W/mK :
Les bétons lourds : 1.3 (non armé sec) à 2.2 (armé humide) W/mK ;
Les briques : 0.22 (léger sec) à 1.61 (lourd humide) W/mK ;
Le bois : 0.13 (résineux sec) à 0.20 (feuillu humide) W/mK ;
Les isolants : 0.035 (polyuréthane revêtu) à 0.090 (vermiculite expansée en panneau) W/mK.

Ainsi, :

le cuivre est plus de 10.000 fois plus conducteur de chaleur que le polyuréthane.
le polyuréthane conduit 100 fois moins la chaleur que la pierre lourde !

Valeurs reconnues pour les matériaux de construction

La valeur déclarée

La valeur déclarée λ_D d’un matériau de construction est généralement fournie par son fabricant. Cette valeur est certifiée sur base d’un agrément technique (ATG, CE, ETA, ETZ, …). Elle est obtenue dans des conditions de référence données de température et d’humidité (d’après les principes donnés dans la EN ISO 10456).

Les valeurs de calcul

À partir de cette valeur λ_D, il est possible de déduire les valeurs de calcul de la conductivité thermique λ_U,i et λ_U,e. Ces valeurs sont en fait recalculées pour des conditions spécifiques à l’utilisation du matériau (interne ou externe). Il existe un site officiel qui indique, pour les trois régions belges, les valeurs λ_U,i et λ_U,e de certains matériaux qui peuvent directement être utilisées pour le calcul des performances thermiques des parois suivant la réglementation PEB : www.epbd.be

Les valeurs de calcul par défaut

Des valeurs de calcul λ_U,i et λ_U,e par défaut peuvent toujours être utilisées lorsque le matériau ne possède pas de valeur λ_D certifiée ou n’est connu que par sa nature. Ces valeurs sont reprises dans divers tableaux de la réglementation.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Condenseurs et tours de refroidissement

Vue synoptique

La chaleur extraite par une machine frigorifique doit être évacuée vers l’extérieur. Le plus simple est de refroidir le fluide frigorigène avec l’air extérieur :

Mais la puissance de refroidissement est parfois trop faible. On peut la renforcer grâce à l’évaporation d’eau supplémentaire (lorsque de l’eau s’évapore, la chaleur de la vaporisation est « pompée » sur la goutte d’eau qui reste et qui donc se refroidit):

Problème : parfois, la distance entre le groupe et la toiture est fort élevée et la perte de charge sur le circuit frigorifique serait trop importante.

Aussi, un circuit d’eau est créé : l’eau refroidit le fluide frigorifique et l’air refroidit l’eau !

Trois types d’échangeur sont rencontrés :

1° L’aéro-refroidisseur :

L’eau est directement refroidie par l’air.

2° La tour de refroidissement fermée :

Une puissance supplémentaire est donnée par pulvérisation d’une eau indépendante du circuit.

3° La tour de refroidissement ouverte :

Cette fois, c’est l’eau qui traverse le condenseur qui est directement pulvérisée et en partie évaporée.

Fonctionnement d’un condenseur

Le fonctionnement du condenseur s’intègre dans un fonctionnement global de la machine frigorifique.

En théorie, la condensation se déroule en 3 phases :

> Phase 1, la désurchauffe du fluide frigorigène, qui, sortant du compresseur sous forme de gaz très chauds (parfois jusqu’à 70°C), va se refroidir et donner sa chaleur sensible.

> Phase 2, la condensation du fluide, moment où l’essentiel de la chaleur est donnée sous forme de chaleur latente.

> Phase 3, le sous-refroidissement du liquide, communiquant encore de la chaleur sensible au fluide refroidisseur.

En pratique, ce découpage en phases ne se fait pas vraiment ainsi. Le fluide frigorigène circule dans un tube en contact avec l’eau ou l’air. Le fluide qui touche le tube est liquide et se sous-refroidit. Le fluide qui est en contact avec ce liquide condense à son tour. Enfin, le gaz qui est au centre du tube désurchauffe simplement. A la limite, le gaz au cœur du tube ne sait pas qu’il y a un refroidissement sur les parois !

Les 3 phases sont donc simultanées…

Fonctionnement d’une tour de refroidissement

Un litre d’eau évaporée évacue 2 500 kJ de chaleur.

Pour obtenir le même effet avec le refroidissement de l’eau, on devrait refroidir 60 litres d’eau de 10°C… (sur base d’une capacité calorifique de l’eau de 4,18 [kJ/kg.K].

C’est sur ce principe physique que la tour de refroidissement fonctionne. Ainsi, dans la tour ouverte, l’eau chaude issue du condenseur est pulvérisée en micro-goutelettes, puis ruisselle sur une surface d’échange eau-air. Un ou plusieurs ventilateurs provoquent un courant contraire ascendant. Du fait de l’échange avec l’air froid et de l’évaporation partielle, la température de l’eau diminue. L’eau refroidie est recueillie dans un bac et repart vers le condenseur.

En théorie, si l’échange était parfait (surface d’échange infinie), l’eau refroidie atteindrait la température humide de l’air. Par exemple, si l’air extérieur est de 30°C, 40 % HR, sa température humide est de 20°C 100 % HR. Mais l’eau n’atteindra pas cette valeur. En pratique, elle sera de 3 à 8°C au-dessus de cette valeur, suivant le dimensionnement du bureau d’études (pour atteindre 3°C, il faut dimensionner largement la tour). Cette valeur est appelée l' »approche ».

Comparons les systèmes en fixant des valeurs moyennes : une température d’air de 30°C 40 % HR, une « approche » de 5°C, un pincement des échangeurs de 6°C et un échauffement de la température de l’eau de 7°C.

	–	–	Entrée condens.	Sortie condens.	T°condensat. fluide frig.
Condens. à air	normal	T° air sec = 30°	T° air = 30°	T° air = 37°	43°
Condens. à air	avec évaporation d’eau	T° air sec = 30°	T° air = 25°	T° air = 32°	38°
Condens. à eau	tour ouverte	T° air humide = 20°	T° eau cond = 25°	T° eau cond = 32°	38°
	tour fermée	T° eau pulvér. = 25°	T° eau cond = 31°	T° eau cond = 38°	44°
	dry-cooler	T° air séche = 30°	T° eau cond = 36°	T° eau cond = 43°	49°

Cette approche simplifiée situe l’ordre de grandeur de la température de condensation, et donc l’impact sur la consommation du compresseur.

Les condenseurs à air

L’évacuation de la chaleur du circuit frigorifique est assurée au travers d’un échangeur direct fluide frigorigène/air.

Le gaz chaud du réfrigérant cède sa chaleur à l’air traversant le condenseur et passe à l’état liquide. Le débit et la température du flux d’air déterminent la puissance du condenseur.

La vitesse moyenne de passage de l’air est de 2 à 4 m/s. Ordre de grandeur du coefficient d’échange d’un condenseur à air : 20 à 30 [W/m².K]

Deux types de ventilateur sont utilisés :

Ventilateur axial et ventilateur centrifuge.

Les condenseurs à eau

On parle de condenseur à « refroidissement indirect », puisque cette fois, le gaz chaud du réfrigérant cède sa chaleur à de l’eau circulant dans le condenseur.

Ordre de grandeur du coefficient d’échange d’un condenseur à eau : 700 à 1 100 [W/m².K]

Les performances du condenseur seront fonction de :

la différence de température entre le réfrigérant et l’eau,
la vitesse de l’eau (le débit),
le coefficient d’encrassement,
la nature du fluide frigorigène.

Pour le refroidissement, on peut utiliser l’eau du réseau (eau potable), mais cette solution n’est pas adéquate vu la consommation exorbitante d’eau qu’elle entraîne !

On peut utiliser également l’eau de nappes phréatiques, de lac ou de rivière (demander l’autorisation). Les eaux contiennent alors plus ou moins d’impuretés qui se déposent sur les tubes. Ces dépôts peuvent réduire considérablement le coefficient de transfert de chaleur. À défaut de la mise en place d’un système de nettoyage automatique, il faut surdimensionner l’échangeur de sorte que les performances de l’installation restent suffisantes.

Plus classiquement, il s’agira d’un circuit d’eau, ouvert ou fermé. C’est le cas le plus fréquent. Il entraîne l’utilisation d’une tour de refroidissement.

Les aéro-refroidisseur (ou dry cooler)

L’aérorefroidisseur est un simple échangeur eau/air : un ou plusieurs ventilateurs forcent le passage de l’air extérieur pour accélérer le refroidissement.

Cette batterie d’échange convient en toute saison, puisqu’ en ajoutant un antigel (type glycol), elle est insensible au gel.

Elle présente donc l’intérêt de refroidir le condenseur de la machine frigorifique … à distance ! Le groupe frigorifique peut être en cave et l’aéro-refroidisseur en toiture : la boucle d’eau organisera le transfert.

Un exemple simple est donné par une armoire de climatisation d’un local informatique :

Elle n’est pas aussi performante qu’une tour de refroidissement avec pulvérisation d’eau puisque la température de refroidissement est limitée à la température de l’air extérieur…

Boucle d’eau

L’eau de refroidissement tourne en circuit fermé entre le condenseur et l’aéro-refroidisseur. On doit dès lors prévoir un vase d’expansion et une soupape de sûreté sur la boucle. Des purgeurs seront placés aux points hauts de la boucle.

Un gros avantage (surtout par rapport aux tours ouvertes) est qu’il n’y a pas de risque d’entartrage ou de corrosion du circuit puisqu’il s’agit toujours de la même eau qui circule (« eau morte »).

Régulation

Généralement, un thermostat placé sur la boucle d’eau actionne le ou les ventilateurs en fonction de la température.
C’est le point faible de l’aérorefroidisseur : la température de l’eau de refroidissement est élevée

D’une part, parce qu’il y a un double échange : fluide/eau glycolée – eau glycolée/air, et donc un Delta T° supplémentaire.

D’autre part, parce que l’air de refroidissement peut être élevé en été.

Or, si l’air de refroidissement est chaud, l’eau sera encore plus chaude et, dans le condenseur, la pression de condensation sera très élevée. Le compresseur verra dès lors sa consommation énergétique augmenter.

Proportionnellement, la tour de refroidissement aura un meilleur rendement… mais une sensibilité à la corrosion plus forte…

Ce système doit donc être limité aux installations de moyenne puissance.

Les tours de refroidissement

Dans une tour de refroidissement, on va profiter de l’effet de refroidissement créé par la vaporisation de l’eau. En effet, pour passer à l’état vapeur, l’eau a besoin d’énergie. Et cette énergie, elle la prend sur elle-même. Une eau qui s’évapore … se refroidit.

Tour ouverte

On parle de tour « ouverte » si c’est l’eau de refroidissement elle-même, venant du condenseur, qui est pulvérisée. C’est le système le plus efficace qui entraîne le refroidissement le plus élevé. Mais le contact entre l’eau et l’atmosphère est source de corrosion (oxygénation de l’eau, introduction de poussières et de grains de sable qui risquent de se déposer dans le condenseur, risque de gel accru,…).

Un exemple simple est donné ci-dessous pour une armoire de climatisation d’un local informatique :

À noter qu’il existe des tours ouvertes sans ventilateurs. La pulvérisation d’eau est réalisée avec une pression assez élevée et cette pulsion d’eau entraîne l’air avec elle par effet induit (effet Venturi). L’avantage premier est la diminution des bruits et des vibrations.

Tour fermée

On parle de tour « fermée » si l’eau du circuit de refroidissement circule dans un échangeur fermé sur lequel de l’air extérieur est pulsé, et de l’eau est pulvérisée. Il s’agit soit d’une tour …?

L’évaporation partielle de l’eau entraîne un refroidissement plus faible que dans le cas de la tour ouverte, mais les risques de corrosion sont annulés.

Voici l’exemple adapté pour une armoire de climatisation :

La consommation d’eau se limite à la quantité d’eau évaporée (présence d’une alimentation par flotteur), plus un faible volume lors de purges pour éliminer les impuretés qui se sont concentrées dans le fond du bac.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir la fenêtre comme capteur d’énergie solaire [Esquisse du projet]

L’architecture participe à la juste captation des apports solaires, plus recherchés pour leur lumière que pour leur chaleur dans un immeuble tertiaire.

L’immeuble tertiaire se distingue de l’immeuble domestique

Les besoins thermiques d’un immeuble tertiaire (bureaux, écoles, …) sont très différents de ceux d’un bâtiment domestique.

Bâtiment tertiaire	Bâtiment domestique
En hiver
Des apports internes élevés sont apportés par les occupants, par l’éclairage et les appareils de bureautique.	Les apports internes sont limités, exceptés dans la cuisine.
Le profil de demande de chaleur est essentiellement concentré sur la relance du matin, avant l’arrivée des occupants. Lorsque le soleil arrive, le bâtiment est déjà chaud, particulièrement pour les locaux orientés à l’Ouest (soleil l’après-midi). Dans une classe d’école par exemple, il n’est plus nécessaire de chauffer lorsque les élèves sont présents (nous parlons bien ici d’un nouveau bâtiment bien isolé).	Le profil de demande de chaleur est variable suivant l’occupation, mais il est marqué par une demande qui se prolonge en soirée, après le coucher du soleil. Un des objectifs sera de stocker la chaleur solaire de la journée dans les parois, pour lisser la pointe de température en journée et libérer la chaleur en soirée.
En été
L’exigence de confort est importante afin d’améliorer la productivité des occupants.	L’occupant accepte plus facilement un inconfort temporaire et attend la fraîcheur de la soirée. Il peut facilement adapter sa tenue vestimentaire et son activité.
L’environnement extérieur ne permet pas toujours une ouverture des fenêtres (bruit, air pollué, …)	Généralement, l’environnement permet plus facilement l’ouverture des fenêtres.

Conclusions

En hiver, le profil de demande thermique d’un immeuble tertiaire est peu en coïncidence avec le profil de l’apport solaire, surtout pour les immeubles de bureaux dont les apports internes sont élevés.

Le profil de demande de chaleur est essentiellement concentré sur la relance du matin, avant l’arrivée des occupants.

En été, , et de plus en plus en mi-saison, la sensibilité du bâtiment et des occupants au risque de surchauffe est élevée.

Quelle place pour les apports solaires de chauffage ?

De ce qui est dit ci-dessus, et des conséquences de l’isolation des bâtiments sur le profil de demande, on déduit que les apports solaires sont peu recherchés pour leur appoint en chauffage dans un nouveau bâtiment bien isolé et avec des apports internes moyens ou élevés (immeubles de bureaux, par exemple).

Concrétisons par un exemple

Voici les résultats d’une simulation réalisée sur un immeuble de bureau-type.

Ramenons à 100 la demande en chaud et en froid de l’immeuble dans sa version de base (50 % de vitrage) et analysons l’impact d’une modification de la surface vitrée :

Pourcentage de vitrages	Demande de chauffage	Demande de refroidissement
0 %	77	80
50 %	100	100
70 %	110	108

Il apparaît :

que l’augmentation globale de la surface vitrée augmente les déperditions en hiver,
que l’apport solaire ne compense pas ces déperditions,
que la demande de refroidissement est logiquement en hausse en été.

Avec les modes constructifs actuels, le bâtiment qui aurait le moins besoin de chauffage et refroidissement est celui que n’aurait pas d’ouvertures !

À noter que cette évolution est identique quelle que soit l’orientation du local :

	Local Nord		Local Sud
Pourcentage de vitrages	Demande de chauffage	Demande de refroidissement	Demande de chauffage	Demande de refroidissement
0 %	84	73	71	84
50 %	103	79	90	120
70 %	116	81	103	134

La valeur 100 correspond à la demande moyenne des locaux, avec 50 % de vitrages.

A noter :

L’importance de la demande de refroidissement dans les locaux au Nord, demande essentiellement liée à la présence des apports internes.
Une simulation des locaux avec des apports internes faibles présente la même tendance à l’augmentation des consommations avec l’augmentation de la surface vitrée.
Le placement de vitrages réfléchissants au Sud génère une diminution de la demande de refroidissement nettement plus forte que l’augmentation de la consommation de chauffage.

Constats (essentiellement pour des immeubles de bureaux)

L’idéal thermique restera toujours le vitrage clair équipé d’un store extérieur mobile : la chaleur solaire est captée si nécessaire et le store est abaissé le reste du temps. Toutefois, la convivialité intérieure et l’apport lumineux lorsque les stores sont abaissés laissent à désirer…

Dans un bâtiment tertiaire vérifiant la réglementation thermique en matière d’isolation et disposant d’apports internes normaux (> 25 W/m²), il y a peu intérêt à capter l’énergie solaire pour diminuer les besoins de chauffage et beaucoup de risque de surchauffe et d’éblouissement.

Par réalisme, le critère thermique impose une limitation des espaces vitrés dans un bâtiment tertiaire, quelle que soit son orientation; ouvrir la façade « du sol au plafond », c’est créer un problème et devoir user d’artifices coûteux pour gérer l’excédent solaire. Et finalement, c’est nier toute architecture d’une façade, comme succession de pleins et de vides…

Le pourcentage de vitrage à choisir est essentiellement fonction des besoins d’éclairage naturel et de convivialité recherchée dans le bâtiment.

Idéalement, les surfaces vitrées seront choisies avec un faible coefficient de transmission thermique pour limiter les pertes en hiver et équipées d’une protection solaire en été. Toutefois, vu la difficulté d’une bonne gestion des protections solaires et le coût des protections automatisées, il est possible également de sélectionner des vitrages avec un faible facteur solaire (FS = 0,4 au maximum) et un bon rendu lumineux (FL = 0,7).

Conclusions : quel pourcentage d’ouverture de la façade ?

Si l’on ne prend en compte que le seul critère thermique, et si une protection solaire très efficace n’est pas prévue, une limitation des espaces vitrés s’impose dans un bâtiment tertiaire bien isolé, quelle que soit son orientation.

Le pourcentage de vitrage à choisir de prime abord pourra généralement être compris entre 30 et 45 % de la surface de façade, cette fourchette variera essentiellement fonction :

du rapport au contexte dans lequel le bâtiment s’inscrit,
du besoin d’éclairage naturel,
du souhait de contacts visuels avec l’extérieur,
de la recherche de repères visuels dans le bâtiment.

Voici deux couloirs du même bâtiment, avec les mêmes orientations.
Simplement, dans le premier cas, l’architecte a introduit une ouverture vers l’extérieur pour introduire de la lumière naturelle…
C’est ce qui fait la qualité de l’ambiance intérieure.

A la limite, on peut comprendre une compagnie d’assurance anglaise, qui, vu les apports internes très élevés, a décidé de s’ouvrir principalement au Nord, réservant au Sud l’emplacement de la cafétéria.

Vue des espaces vitrés côté nord.

Remarque importante.

Dans nos conclusions, le vitrage apparaît mal adapté comme capteur d’énergie solaire dans les bâtiments tertiaires. Par contre, et tout particulièrement lorsque le bâtiment présente des besoins d’air neuf élevés (laboratoires, salles de conférence, salles de réunion,…), il est utile d’étudier la valorisation de l’apport solaire pour le préchauffage de l’air neuf. Le principe est alors de placer la prise d’air neuf dans un espace qui par lui-même récupère la chaleur solaire ou la chaleur du bâtiment. On pense tout particulièrement ici à un système de type « double-peaux », mais l’atrium ou le puits canadien sont d’autres manières d’appliquer ce principe.

Une très grande sensibilité aux apports internes

Le résultat des simulations thermiques est très variable en fonction d’un paramètre : la charge interne.

Un bâtiment actuel est souvent à l’équilibre entre ses pertes thermiques et ses apports internes. S’il faut chauffer par période de gel, et refroidir en période de canicule, entre ces 2 extrêmes il existe une large plage où le bâtiment est proche de l’équilibre thermique : les résultats seront alors fonction des hypothèses choisies.

Exemple.

Reprenons l’analyse d’un immeuble de bureau-type.

Si 100 est la demande en chaud et en froid de l’immeuble dans sa version de base (50 % de vitrage-apports internes moyens), analysons l’impact d’une modification des apports internes :

Apports internes	Demande de chauffage	Demande de refroidissement
– 50 %	146	52
moyens	100	100
+ 50 %	23	226

Exemple de diagramme énergétique établi pour cet immeuble de bureaux :

Face à une telle sensibilité, il apparaît

Qu’une analyse des besoins thermiques spécifique au bâtiment et à son utilisation (simulation dynamique) est indispensable pour une conception correcte du bâtiment et de ses équipements.

Que face à l’incertitude sur le fonctionnement réel du bâtiment (demain et après-demain), même si le refroidissement naturel du bâtiment est recommandé en priorité, l’adjonction éventuelle future d’un système mécanique de refroidissement doit être étudiée dès le début d’un projet d’immeuble de bureaux.

Exemple de situation dont les occupants se plaignent :

Une grande baie vitrée orientée au sud, une faible inertie (tapis et plafond acoustique)… … et la présence de nombreux PC génère de la surchauffe en été.

Une sensibilité aux masques solaires

Toutes les conclusions tirées ci-dessus sont en partie dépendantes de la présence d’un masque solaire éventuellement créé par les bâtiments voisins.

Par exemple, le bilan énergétique du dernier étage est sensiblement différent de celui du rez-de-chaussée.

On peut donc imaginer que le choix du vitrage puisse évoluer en fonction de l’étage.

L’influence de l’orientation de la façade

Lorsque l’apport solaire est recherché (bâtiment avec faibles apports internes), il est important de sélectionner une surface vitrée dont l’efficacité est maximale : capter un maximum d’énergie en hiver et un minimum en été.

Gains solaires par ciel serein en Belgique,
à travers un double vitrage.

(La lettre indique l’orientation et le nombre est l’inclinaison. Les orientations ouest et sud-ouest correspondent approximativement aux orientations est et sud-est.)

À première vue, la surface vitrée verticale orientée au sud (= S 90) paraît très intéressante, puisque plus d’apports en mi-saison qu’en été.

À l’opposé, on trouve la surface horizontale (coupole en toiture) dont la spécificité est de capter très peu d’énergie en hiver et de provoquer de la surchauffe en été.

Les surfaces à l’est et à l’ouest (= E 90) présentent également un bilan contraire à l’évolution des besoins du bâtiment.

Par contre, si la façade ne comporte pas de masques, un bâtiment de bureaux avec des apports internes moyens ou élevés sera en surchauffe très rapidement, dès l’arrivée du soleil.

Dans ce cas, l’apport solaire total étant plus important au Sud, c’est cette orientation qui sera la plus défavorable en matière de refroidissement annuel (malgré une légère diminution des consommations d’hiver).

C’est ce que montre notre exemple de

bureau-type :

	Local Ouest		Local Sud
Pourcentage de vitrages	Demande de chauffage	Demande de refroidissement	Demande de chauffage	Demande de refroidissement
50 %	103	104	90	120

La valeur 100 correspond à la demande moyenne des locaux, avec 50 % de vitrages.

Exemple de protection architecturale très efficace sur une façade Sud… et qui participe à l’architecture de la façade !

Mais l’avantage de la façade au Sud est de profiter d’un soleil très haut sur l’horizon. Les auvents créés par l’architecture de la façade formeront une protection solaire efficace.

Au contraire, les protections architecturales ne sont pas efficaces à l’Est et à l’Ouest : le soleil est trop bas sur l’horizon pour être arrêté par le masque architectural.

Un éblouissement important en résulte.

Seuls des stores sont possibles, mais le coût et la maintenance en sont élevés.

Conclusions

Partons d’un bâtiment rectangulaire dont on se poserait la question : quelles orientations des façades des grands côtés du rectangle ?

1° Sans protections solaires, le choix de l’orientation d’un bâtiment est à faible impact énergétique : la consommation totale (chaud + froid) plus importante au Sud est compensée par une consommation totale plus faible au Nord.

Il est préférable :

Soit de privilégier l’ouverture au nord pour favoriser l’éclairage naturel (et de limiter les espaces vitrés au sud et à l’ouest),

Soit de placer pour les orientations sud, est et ouest, des vitrages réfléchissant le rayonnement solaire toute l’année. Il existe des vitrages qui ne laissent passer que 40 % de l’énergie solaire thermique, tout en laissant passer 70 % de la lumière.

2° Si des protections solaires sont prévues, les grands côtés Nord et Sud sont plus faciles à gérer : une protection architecturale fixe est très efficace au Sud et ne nécessite que peu d’entretien.

Par contre, les grands côtés est et ouest demanderaient des protections mobiles pour limiter les apports de chaleur et l’éblouissement des occupants. C’est plus coûteux, mais cela peut induire plus de vie dans le bâtiment, car la lumière est toujours présente dans les locaux.

En simplifiant, on pourrait dire que dans des locaux d’hébergement, on privilégierait les côtés est et ouest avec protections solaires, et que dans les immeubles de bureaux, on choisirait les façades nord et sud, avec avancées architecturales.

L’influence de l’inclinaison du vitrage

Ce diagramme montre évolution de l’énergie captée par une surface orientée au Sud en fonction de l’inclinaison.

Conclusions

On limitera les surfaces vitrées horizontales (coupole, toiture d’atrium, …) aux seuls besoins d’éclairage naturel des locaux situés au dessous.

Dans l’immeuble ci-contre, il paraît énergétiquement peu opportun de créer une telle surface de captation. Elle risque d’entraîner soit une surchauffe élevée, soit une consommation d’énergie frigorifique importante

concevoir

Pour plus d’informations sur le choix des vitrages.

Quelle protection contre les apports solaires d’été ?

Dans un bâtiment bien isolé et avec des apports internes élevés, la limitation des surchauffes devient une priorité du concepteur, dès le stade de l’esquisse.

La meilleure protection solaire… c’est une surface de vitrage limitée !

La façade est aujourd’hui libérée de la fonction de portance. Elle ne doit plus remplir qu’une fonction d’enveloppe. La mode est à « la transparence », à l’ouverture des façades du sol au plafond… Or la zone inférieure d’une fenêtre est très peu efficace en matière d’éclairage naturel. La présence d’une allège opaque est donc thermiquement préférable (présence d’une isolation pour diminuer les pertes en hiver et opacité vis-à-vis des apports solaires en été).

Cette transparence totale de la façade va générer une sensibilité très forte à la surchauffe (les agriculteurs en sont bien conscients dans leur serre…). D’où la mise en place de doubles façades coûteuses, … pour gérer le problème que l’on a créé !

Double peau globale et double peau par étage.

En hiver, l’intérêt est réel grâce au préchauffage possible de l’air neuf et à la diminution des déperditions de la paroi vitrée. Mais en période de refroidissement, un store doit être placé dans la lame d’air et la double peau peut devenir alors une contrainte pour éliminer la chaleur emprisonnée (par rapport à un simple store extérieur).

Cette technique semble à réserver aux bâtiments nécessitant un apport d’air neuf fort élevé, pour lesquels la double-peau constitue un moyen de préchauffer l’air.

Les surcoûts sont importants et, sans vouloir tirer ici des conclusions trop rapides, on est en droit de se poser la question si ce budget ne serait pas mieux utilisé dans d’autres améliorations énergétiques, plus efficaces et plus simples à gérer dans le temps ? À titre d’exemple, un récupérateur de chaleur sur l’air extrait apporte lui aussi une possibilité de préchauffer l’air neuf, mais avec un coût d’installation incomparable…

Aula Magna de Louvain La Neuve.

Détail de la double peau, qui n’est pas en communication avec l’ambiance intérieure.

La présence d’une protection solaire

On ne peut imaginer la conception d’un immeuble, climatisé ou non, sans l’organisation d’une protection solaire efficace.

Dans un bâtiment climatisé, elle permet une diminution drastique des coûts d’exploitation. Dans les autres, elle limite le risque de surchauffe.

Dans les deux cas, elle permet de gérer l’éblouissement, tout particulièrement pour faciliter le travail sur ordinateur. Des stores intérieurs compléteront utilement le dispositif.

Les éléments architecturaux (balcons, débords de toiture, décrochements, …) sont particulièrement efficaces au Sud puisque le soleil est alors haut sur l’horizon.

En été… … et en hiver.

Stores verticaux, simultanément capteurs solaires photovoltaïques.

Bâtiment Sedilec à LLN.

Certaines protections architecturales tentent de stopper le soleil, tout en privilégiant la réflexion du rayonnement lumineux vers le plafond (« light-shelves« ).
Les stores mobiles extérieurs sont les plus efficaces pour contrôler le flux solaire en fonction du besoin réel. Mais ils sont délicats en terme de maintenance et nécessitent un contrôle automatique pour être relevés en cas de vent. La réduction du champ visuel de l’occupant en est un autre inconvénient.

Se croirait-on sur la Poztdammer Platz de Berlin ?

Panneaux de bois coulissants.

concevoir

Pour plus d’informations sur la mise en place de protections solaires.

Protections végétales ?

Des végétations plantées à proximité du bâtiment peuvent participer à la gestion des apports solaires.

Les arbres à feuilles caduques ont l’avantage de perdre leurs feuilles et de permettre ainsi l’exposition au soleil en hiver.

Mais il s’agit là d’un appoint, plutôt à vocation domestique, et non d’une solution complète, ne fut-ce que pour les étages supérieurs.

Annexe : les paramètres du bureau-type

L’immeuble de bureaux-type utilisé ci-dessus présente les caractéristiques suivantes :

Dimensions extérieures : 60 x 18 m, sur 3 plateaux, soit un total de 3 240 m².

Dans la version dite « de base » :

l’orientation des façades principales est Nord-Sud,
le pourcentage de vitrages est de 50 % sur toutes les façades,
le vitrage est double avec un traitement basse émissivité (k = 1,9 W/m².K),
l’isolation est de 6 cm en façade, 12 cm en toiture et 3 cm dans les planchers sur sol,
les apports internes dans les bureaux sont de 35 W/m² (un PC de 160 W, une lampe individuelle de 18 W, un éclairage généralisé de 13 W/m² et une personne dont le métabolisme apporte 81 W pour une surface de travail de 12 m²).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Casse thermique

Ce phénomène concerne essentiellement les vitrages absorbants et éventuellement les vitrages réfléchissants dont la température peut augmenter plus fort que celle des vitrages clairs.

Le verre en chauffant aura tendance à se dilater comme n’importe quel autre corps.
Cependant, pris dans la feuillure du châssis, les bords du vitrage se réchaufferont plus lentement et se dilateront donc moins.

Cette différence de dilatation peut induire des contraintes internes dans le vitrage et occasionner sa rupture : c’est ce que l’on appelle la casse thermique.

Une casse thermique se reconnaît généralement par le fait que les fissures démarrent perpendiculairement au bord du vitrage.

On dit qu’il y a risque de casse thermique lorsque les conditions d’utilisation ou de mise en œuvre du vitrage peuvent entraîner des différences de température supérieures à 30°C.

Lorsqu’un tel risque se présente, il est conseillé d’utiliser des verres trempés, dont la résistance aux chocs thermiques est quatre à cinq fois plus grande que celle du verre ordinaire. Ils peuvent en effet résister à un différentiel de température de 200°C.

Cependant d’autres précautions peuvent être prises pour éviter les chocs thermiques :

Éviter les ombres portées sur le vitrage.

Utiliser des châssis à coupure thermique isolés de la maçonnerie.

Permettre à l’air de circuler entre les stores intérieurs ou extérieurs et le vitrage.

On veillera à ne pas placer les bouches de chauffage ou de conditionnement d’air trop près du vitrage et ne pas diriger le flux d’air vers celui-ci.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Norme NBN EN 12193 : lumières et éclairage dans les installations sportives

Table des matières

AVANT-PROPOS

INTRODUCTION

1. DOMAINE D’APPLICATION

2. RÉFÉRENCES NORMATIVES

3. THERMES ET DÉFINITIONS

4. DONNÉES A PRODUIRE

4.1 Données essentielles des lampes
4.2 Données utiles des lampes
4.3 Données essentielles des luminaires
4.4 Données utiles du luminaire
4.5 Données essentielles pour l’installation

5. PRINCIPES GENERAUX DE L’INSTALLATION D’ECLAIRAGE

5.1	Maillage de référence pour les calculs et les mesures
5.2	Instruments de mesure
5.3	Rapport de mesure
5.4	Différences admises
5.5	Maintenance
5.6	Éclairage des zones où se trouvent les spectateurs
5.7	Sauvegarde des participants et continuation d’une action en cas de défaillance de l’éclairage
5.8	Limitation de l’éblouissement
5.9	Couleurs de surface et propriétés réfléchissantes
5.10	Lumière indésirable

6. EXIGENCES POUR L’ÉCLAIRAGE DES SPORTS LES PLUS PRATIQUÉS EN EUROPE

6.1	Exigences générales
6.2	Exigences par sport
6.3	Exigences spécifiques pour la télévision couleur et les films

Annexe A (normative) Tableaux d’exigences
Annexe B (informative) Divergence A

Annexe C (informative) Bibliographie

Introduction

Cette norme européenne traite de l’éclairage des installations sportives pour assurer de bonnes conditions visuelles tant au niveau des parties en présence sur l’aire de sport proprement dite, qu’au niveau des spectateurs et des médias. La partie qui nous intéresse se limite aux aspects de confort et d’efficacité énergétique des installations d’éclairage sans tenir compte des critères qualitatifs nécessaires aux médias.

Domaine d’application

La norme EN 12193 spécifie l’éclairage des manifestations sportives intérieures ou extérieures. Elle fournit des valeurs d’exigences minimales pour le projet et le contrôle de l’éclairage des installations sportives en terme:

de niveau d’éclairement;
d’uniformité;
de limitation de l’éblouissement ou de contrôle de la luminance;
de rendu de couleur des sources lumineuses.

Elle donne également des méthodes de mesure de ces valeurs. Enfin, elle précise, pour des applications particulières, comment positionner les luminaires de manière à limiter l’éblouissement.

Interprétation de la norme

Les exigences spécifiques des types de sport dépendent de la classe d’éclairage (I, II ou III) considérant le niveau de compétition et la distance d’observation pour les spectateurs.

3. Définitions des aires et des maillages

Aires
Afin de pouvoir dimensionner l’éclairage d’une surface de sport, on définit trois aires

l’aire principale (PA) : c’est l’aire de jeu réelle délimitée par le marquage extérieur du « terrain » dans la plupart des cas de pratique d’un sport (comme le football par exemple). Dans certaines configurations, l’aire principale comprend une zone supplémentaire autour de la zone marquée (comme dans le cas du tennis de table ou du volley-ball par exemple);
l’aire totale (TA) : c’est l’aire principale plus une aire de sécurité;
l’aire de référence : c’est l’aire sur laquelle les exigences d’éclairage s’appliquent.

Maillage

Données

Sans rentrer dans les détails, le maillage détermine la disposition des points de calcul en fonction de l’aire de référence. Pour plus d’information sur la manière de déterminer le maillage.

5.5 Maintenance

Le niveau d’éclairement fourni par une installation décroît au cours du temps en raison :

de la dépréciation des lampes et des luminaires;
du niveau de salissure des lampes et des luminaires;
de la dépréciation des surfaces des locaux;
de la durée de vie utile des lampes.

Pour cette raison, on définit le facteur de maintenance. Celui-ci faisant partie intégrante d’un projet d’éclairage, il garantit un niveau d’éclairement minimum au-dessus des valeurs recommandées par la norme pour l’aire de sport considérée. Par défaut, le facteur de maintenance est fixé à 0.8.

5.6 Éclairage des zones où se trouvent les spectateurs

Pour le confort visuel des spectateurs le niveau d’éclairage doit être de 10 lux.

5.8 Limitation de l’éblouissement

Dans des espaces de sport intérieurs, on se retrouve souvent dans des configurations semblables à celles étudiées dans la norme EN 12464-1 où l’on évalue l’éblouissement en utilisant la méthode du taux d’éblouissement unifié UGR. Les valeurs limites de l’UGR doivent être identiques à celles spécifiées dans la norme EN 12464-1.

6. Exigences pour l’éclairage des sports les plus pratiqués en Europe

6.1 Exigences générales

a) Tous les niveaux d’éclairement mentionnés dans les tableaux de l’annexe A de la norme se rapportent à l’aire principale (PA). De plus, quand une aire totale (TA) est spécifiée, les niveaux d’éclairement dans cette zone doivent au moins atteindre 75 % de ceux nécessaires dans l’aire principale.

d) Les niveaux d’éclairement sont en général définis pour des aires horizontales. Cependant, il est aussi nécessaire d’assurer une composante verticale d’au moins 30 % du niveau d’éclairement horizontal.
Annexe A
Dans cette annexe, 28 tableaux définissent les exigences en matière d’éclairage en fonction des différentes classes de niveau de compétition :

Niveau de la compétition	Classe d’éclairage
Niveau de la compétition	I	II	III
International et national	*	–	–
Régional	*	*	–
Local	*	*	*
Entraînement	–	*	*
Loisirs/sports scolaires	–	–	*

À titre d’exemples, voici des extraits de tableaux des exigences d’éclairage pour les sports couramment rencontrés dans nos salles:

Intérieur A1				Aire de référence		Nombre de points de maillage
Intérieur A1				Longueur en m	largeur en m	Longueur	Largeur
Badminton (voir note 1)			PA	13.4	6.1	11	5
Badminton (voir note 1)			TA (max)	18	10.5	11	7
Cricket nets			PA	33	4	15	3
Escrime			PA	14	2	11	3
Escrime			TA (max)	18	5	11	3
Hockey			PA	40	20	15	7
Hockey			TA	44	24	15	7
Squash (voir note 2)			PA	9.7	6.4	9	5
Tennis de table			PA	9	4.5	9	3
Classe	Éclairement horizontal		Éclairement vertical (Escrime seulement)		Éclairement horizontal (Cricket Nets)		Indice de rendu des couleurs
Classe	E moy (lux)	E min/ E moyen	E moy (lux)	E min/ E moyen	E moy (lux)	E min/ E moyen	Indice de rendu des couleurs
I	750	0.7	500	0.7	1500	0.8	60
II	500	0.7	300	0.7	1000	0.8	60
III	300	0.7	200	0.7	750	0.8	20
Note 1 : Il convient qu’aucun luminaire ne soit situé dans la partie du plafond située au-dessus de l’aire de jeu principale PA. Note 2 : Il faut éviter de placer des lignes de luminaires à moins d’un mètre du mur latéral. Note 3 : Pour des hauteurs d’installation inférieures à 8 m, un facteur Emin/Emax supérieur à 0.5 est recommandé. Pour la classe III, l’uniformité peut être réduite à 0.5.

Intérieur A2				Aire de référence		Nombre de points de maillage
Intérieur A2				Longueur en m	largeur en m	Longueur	Largeur
Basket-ball			PA	28	15	13	7
Basket-ball			TA (max)	32	19	15	9
Football (à 5 ou à 6)			PA	30 à 40	18.5 à 20	13 à 15	9
Football (à 5 ou à 6)			TA (max)	44	24	15	9
Handball			PA	40	20	15	7
Handball			TA	44	24	15	9
Judo			PA	10	10	11	11
Judo			TA	17	17	11	11
Volley-ball (voir note 4)			PA	24 (voir note 6)	15	13 (note 6)	9
Classe	Éclairement horizontal		Éclairement vertical (Escrime seulement)		Éclairement horizontal (Cricket Nets)		Indice de rendu des couleurs
Classe	E moy (lux)	E min/ E moyen	E moy (lux)	E min/ E moyen	E moy (lux)	E min/ E moyen	Indice de rendu des couleurs
I	750	0.7					60
II	500	0.7					60
III	200	0.5					20
Note 4 : Il convient qu’aucun luminaire ne soit situé au plafond, au moins directement au-dessus de l’aire du filet. Note 6 : Il faut éviter de placer des lignes de luminaires à moins d’un mètre du mur latéral.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir l’accrochage de la toiture

Choix du système d’accrochage

La stabilité au vent de la toiture plate peut être assurée de différentes manières

par le lestage que constitue la couche de protection lourde,
par le collage des couches entre elles et par leur cohésion,
par la fixation mécanique de l’isolation et/ou de l’étanchéité.

Lestage par la couche de protection lourde.

Si la pente de la toiture est < 5 % et si la structure de la toiture est suffisamment portante, une couche de protection lourde est possible sur la membrane d’étanchéité ou sur l’isolant. Elle permet une durabilité accrue de l’étanchéité, car elle limite fortement les variations de température tant de la membrane d’étanchéité que de son support, et elle protège en même temps la membrane des rayonnements U.V. Sur une toiture inversée, c’est actuellement la seule façon d’accrocher l’isolant (XPS). Lorsque la toiture est accessible aux piétons, la protection lourde fait en même temps office d’aire de circulation.

Lorsqu’un incendie se déclare à l’extérieur d’un bâtiment, le lestage lourd assure une meilleure protection contre les débris incandescents et le rayonnement des flammes, et contre la propagation du feu.

Par contre, la présence du gravier ralentit l’évacuation de l’eau pluviale et peut devenir un foyer de micro-organismes qui favorisent le vieillissement de certains matériaux d’étanchéité (comme certains PVC).

La présence d’arbres à proximité, de sable, de poussières industrielles, … nécessitera un entretien plus important de la protection lourde. Nettoyage ou renouvellement.

Le lestage permet une pose en indépendance partielle ou totale de l’étanchéité ce qui améliore la répartition de la tension de vapeur sous l’étanchéité et diminue les risques de cloquage.

Lorsque la structure ne supporte pas la charge du lestage, la toiture sera nécessairement de type « toiture chaude« , et les différentes couches du complexe toiture devront être fixées.

Collage des couches

Chaque couche est collée à la couche sous-jacente.

Cette méthode convient lorsque le support est constitué d’un béton monolithe, de panneaux de béton cellulaire ou de fibro-ciment, de panneaux de multiplex, ou de panneaux de fibres de bois liées au ciment.

Cette méthode est également utilisée lorsque l’isolant est du verre cellulaire (CG).

La pose en adhérence totale offre une meilleure résistance au vent.

La pose en semi-indépendance permet une meilleure répartition des tensions dans la membrane, et une meilleure répartition de la tension de vapeur sous la membrane.

Les matériaux d’étanchéité et d’isolation doivent avoir une cohésion suffisante pour résister à un délaminage éventuel.

Fixation mécanique

Cette méthode convient lorsque le support est constitué d’un plancher en bois, de panneaux de multiplex, ou de tôles profilées en acier. Elle est également utilisée sur des panneaux en béton cellulaire.

La fixation mécanique dans le support se fait à travers l’isolant, sauf dans le cas du verre cellulaire qui n’autorise pas ce genre de fixation.

Cette méthode permet d’adapter le nombre de fixations suivant les zones de toiture (rives, angles, …)

La fixation à l’aide de vis est surtout utilisée sur les tôles en acier. La fixation à l’aide de clous est surtout utilisée sur les planchers en bois.

En résumé

Toiture	Support	Pente	Isolant	Environnement (arbres/industrie/ sable)	LESTAGE	COLLAGE	MECANIQUE
Inversée	Béton portant	< 5 %	XPS	(non polluant)	+	–	–
Chaude	Béton portant	< 5 %	MW/EPB/PUR/ PIR/EPS/ICB	non polluant	(+)	(+)	–
Chaude	Béton portant	< 5 %	MW/EPB/PUR/ PIR/EPS/ICB	polluant	–	+	–
Chaude	Béton portant	³ 5 %	MW/EPB/PUR/ PIR/EPS/ICB	–	–	+	–
Chaude	Béton portant	< 5 %	CG	non polluant	(+)	+	–
Chaude	Béton portant	< 5 %	CG	polluant	–	+	–
Chaude	Béton portant	³ 5 %	CG	–	–	+	–
Chaude	Béton non portant	–	MW/EPB/PUR/PIR /EPS/ICB/CG	–	–	+	–
Chaude	Bois ou aggloméré	–	MW/EPB/PUR/ PIR/EPS/ICB	–	–	(+)	(vis/clous)
Chaude	Bois ou aggloméré	–	CG	–	–	+	–
Chaude	Fibre org. ciment	–	MW/EPB/PUR/ PIR/EPS/ICB	–	–	(+)	(vis)
Chaude	Fibre org. Ciment	–	CG	–	–	+	–
Chaude	Tôles profilées	–	MW/EPB/PUR/ PIR/EPS/ICB	–	–	–	vis
Chaude	Tôles profilées	–	CG	–	–	+	–

(+) (+) soit l’un, soit l’autre, éventuellement les deux
(+) + certainement un, éventuellement les deux

Dimensionnement du système d’accrochage

Protections lourdes

Lorsque la couche de protection lourde doit compenser les effets du vent sur la toiture, son poids doit atteindre au moins 1.5 fois l’action du vent.

En outre :

Le gravier

Le gravier doit avoir au moins le diamètre (en mm) défini dans le tableau ci-dessous (même s’il ne fait pas office de lestage mais uniquement de protection) (NBN B03-002 et BRE Digest 311).

–

Hauteur de toit en m. jusqu’à :

s
i
t
u
a
t
i
o
n

Bord de mer

Zone rurale

Zone urbanisée

Ville

–	–	–	11.5	24.0
4.0	9.5	18.0	27.0	47.0
10.0	19.0	32.0	46.0	74.0
18.0	32.0	50.0	66.0	99.0

z
o
n
ed
e

t
o
i
t
u
r
e

Angle de bâtiment bas

Angle de bâtiment élevé

Rive de bâtiment bas

Rive de bâtiment élevé

Partie courante de bâtiment bas

Partie courante de bâtiment élevé

40	48	56	64	72
36	45	53	59	67
16	18	20	25	30
16	18	20	25	30
12	14	16	18	20
16	18	20	25	30

Les dalles

Les dalles et panneaux doivent au moins avoir le poids (en kg/m²) défini dans le tableau ci-dessous (même s’il ne fait pas office de lestage mais uniquement de protection).

Ces valeurs sont valables sur un terrain plat sans bâtiment de double hauteur à proximité.

–

Hauteur de toit en m. jusqu’à :

s
i
t
u
a
t
i
o
n

Bord de mer

Zone rurale

Zone urbanisée

Ville

–	–	–	–	–	–	–	7.0	9.0	11.5	14.5	18.0	24.0
–	5.0	6.0	7.5	9.5	12.0	14.0	18.0	22.0	27.0	32.0	39.0	47.0
5.0	11.0	13.0	16.0	19.0	23.0	27.0	32.0	40.0	46.0	54.0	63.0	74.0
18.0	19.0	22.0	26.0	32.0	37.0	42.0	50.0	57.0	66.0	76.0	87.0	99.0

z
o
n
ed
e

t
o
i
t
u
r
e

Angle de bâtiment bas

Angle de bâtiment élevé

Rive de bâtiment bas

Rive de bâtiment élevé

Partie courante

54	56	59	64	68	72	76	81	85	89	93	98	102
43	45	48	51	54	58	61	65	68	71	75	78	82
43	45	48	51	54	58	61	65	68	71	75	78	82
32	33	36	38	41	43	46	48	51	54	56	59	61
22	22	24	25	27	29	31	32	34	36	37	39	41

Le collage

Pour connaître la résistance au vent des systèmes collés, on se base sur les résultats d’essais au vent réalisés sur toiture suivant les directives UEAtc.

La pose en adhérence totale offre une plus grande résistance au vent que la pose en semi indépendance.

La résistance utile dépend surtout de la colle et des panneaux isolants. Elle peut varier fortement : entre 500 Pa et 4 000 PA.

La résistance utile déduite des essais comprend un coefficient de sécurité de 1.5, qui tient compte d’un collage imparfait possible à certains endroits.

Les systèmes collés à froid à base de solvant n’atteignent leur résistance qu’après un certain délai. Elle est limitée durant les premiers jours, ou même plus longtemps, suivant les conditions climatiques. En pratique, pendant le séchage, aucune précaution n’est généralement prise, car la colle encore visqueuse assure une adhérence provisoire suffisante (sans colle, une feuille de plastic mouillée tient sur une vitre).

L’action du vent pris en considération pour la vérification de l’accrochage est celle relative à une période de retour de 200 ans et vaut 1.5 fois l’action du vent calculée pour une période de retour de 10 ans.

La fixation mécanique

Pour connaître la résistance au vent des fixations mécaniques, on se base sur les résultats d’essais au vent réalisés sur toiture suivant les directives UEAtc.

Il existe des systèmes courants ayant une résistance utile d’au moins 300N par vis.

La résistance utile déduite des essais comprend des facteurs de correction qui tiennent compte des dimensions et du nombre de fixations de l’élément testé, et comprend un coefficient de sécurité de 1.5, qui prévoit le manque éventuel d’une fixation, les fixations les plus proches devant alors reprendre une charge de 50 % supérieure.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir la pente [isolation – Toiture plate]

Le type de toiture plate

Toiture chaude : pente minimale 2 % (sauf toiture jardin).

Toiture inversée : pente minimale 3 %.

Bien que certaines membranes supportent relativement bien les stagnations, il est conseillé de respecter ces pentes minimales.
La structure porteuse sera prévue en conséquence.
En cas de pente insuffisante, celle-ci sera augmentée par l’adjonction d’une couche inclinée compatible avec la force portante du support.

Grâce à une évacuation rapide de l’eau, une pente suffisante :

diminue la quantité d’eau infiltrée en cas de fuite au point bas d’une zone de stagnation,
offre une surface rapidement sèche et dépourvue de dépôts,
diminue l’humidité dans les protections lourdes,
diminue l’humidité autour de l’isolant des toitures inversées,
diminue les efflorescences salines à la surface des dalles posées sur chape,
diminue, dans le cas des protections lourdes en béton ou ciment, la production de dépôts calcaires pouvant obstruer les évacuations d’eau pluviale,
permet en cours de réalisation un assèchement plus facile de la surface de la surface à couvrir (préparation du support).

Le type de protection

Gravier : pente maximale 5 % afin d’empêcher que le gravier ne se déplace.

Toiture jardin : Afin de retenir les eaux de pluie et d’arrosage, on renonce à toute pente, ce qui permet d’obtenir un niveau d’eau uniforme.

Le type de fixation de la membrane

Colle bitumineuse à froid

Lorsque la membrane est fixée à l’aide de colle bitumineuse à froid, la pente maximale admissible est de 15 %, à cause de la plasticité de la colle.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Condensation interne par transport de vapeur par convection

Convection signifie déplacement d’air intérieur ou extérieur à travers un élément de construction. Elle se produit lorsqu’il existe des différences de pression de vent et de température de part et d’autre de l’élément et que la finition intérieure est perméable à l’air. Dans ce cas, l’air intérieur humide peut, au sein de l’élément, entrer en contact avec une surface à une température plus basse que son point de rosée, ce qui entraîne la formation de condensation sur cette surface.

Le problème.	La solution.

Les problèmes liés au transport de vapeur par convection sont bien plus fréquents que ceux liés à la simple diffusion de vapeur. Les quantités de condensation interne sont également plus élevées. Toutefois, il n’existe pas une méthode de calcul pratique pour évaluer ce problème.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Apports solaires et effet de serre

Tout corps transmet de la chaleur par rayonnement au monde qui l’entoure. La longueur d’onde du rayonnement ainsi émis dépend de la température du corps.

Le rayonnement solaire (température du soleil voisine de 6 000°C) est principalement composé de longueurs d’onde courtes, tandis que le rayonnement émis par les corps terrestres (température courante voisine de 20°C) est plutôt à grandes longueurs d’onde.

Schéma principe effet de serre.

L’effet de serre provient de la transparence sélective du verre en fonction de la longueur d’onde du rayonnement. Un vitrage sera transparent pour le rayonnement solaire mais opaque pour le rayonnement en provenance des matériaux du bâtiment.

Ainsi, les rayons du soleil traversent les parois vitrées et échauffent les parois intérieures et les objets du bâtiment. Ces derniers réémettent alors la chaleur accumulée. Leur longueur d’onde étant dénaturée, ces rayons ne peuvent retraverser les parois par lesquelles ils se sont introduits. C’est alors l’escalade des degrés !

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Froid cryogénique

Lorsque l’on comprime un gaz, il se liquéfie; lorsqu’on le détend il retourne à l’état gazeux.

Ce changement d’état s’accompagne d’effets énergétiques : le passage de l’état gazeux à l’état liquide libère de la chaleur; le passage de l’état liquide à l’état gazeux (évaporation) absorbe de la chaleur.

Pour produire du froid cryogénique, on utilise un fluide à basse température d’ébullition.
Ce fluide est préalablement liquéfié industriellement puis stocké sous pression. Ce fluide est vaporisé via des buses dans l’enceinte à refroidir. En entrant dans celle-ci, il se détend, passe de l’état liquide à l’état gazeux en absorbant une grande quantité de chaleur.

Les fluides utilisés sont soit l’azote, soit le dioxyde de carbone.

L’azote (N₂)

température d’ébullition (à pression atmosphérique) : – 195,8 °C
pression de stockage : 2 bars
pouvoir réfrigérant : 69 kcal./litre N₂

Le gaz carbonique (CO₂)

température de sublimation* : – 78,9 °C
pression de stockage : 20 bars
pouvoir réfrigérant :76 kcal./kg CO₂

* : le gaz carbonique a la propriété de passer directement de l’état solide à l’état gazeux (sublimation).

L’azote liquide se vaporise directement, tandis que le gaz carbonique se transforme en neige puis se vaporise.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Notes d’information technique du CSTC

« Ces publications sont élaborées sous l’égide des Comités techniques du CSTC ou de leurs groupes de travail, composés d’entrepreneurs, de collaborateurs du CSTC et/ou de collaborateurs extérieurs et d’un ingénieur-animateur du CSTC. Conçues le plus souvent comme des codes de bonne pratique, les NIT étudient en détail un domaine bien déterminé de la construction : pose des vitrages, toitures en ardoises, revêtements de sol en bois, etc. »

Source : https://www.cstc.be/homepage/index.cfm?

Plus d’infos sur :

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Gestion de l’éclairage des moulins de Beez

La synthèse du projet

Les Moulins de Beez sont d’anciens bâtiments industriels situés en bord de Meuse dans la périphérie namuroise. L’objectif premier de la Région wallonne fut de préserver et de mettre en valeur ce patrimoine architectural. Elle entreprit donc leur rénovation pour y abriter les archives régionales, un cabinet ministériel et un musée.

Dans un premier temps, la conception de l’installation électrique fut confiée à un bureau d’études. C’est à ce moment que Claude Rappe, fonctionnaire au sein du Département de l’Énergie et du Bâtiment Durable de la DGO4, intervient. Il passe le projet à la moulinette, celui-ci en ressort avec un « label URE ».

Le résultat fut une installation électrique conçue suivant deux principes :

d’abord le choix d’un matériel à haute efficacité énergétique. En éclairage, il s’agit de lampes performantes, de ballasts électroniques et d’optiques à haut rendement,

ensuite, l’adaptation des puissances et des temps de fonctionnement aux besoins réels.

Concrètement, le choix d’équipements à haut rendement a permis de diminuer le nombre d’appareils et par là, les investissements de départ. Il fut alors possible, tout en respectant une enveloppe budgétaire donnée, de consacrer les sommes dégagées à des outils de gestion performants (automate programmable, dimming, comptage, ….). Ceux-ci ont contribué à la rationalisation des consommations électriques mais aussi à l’amélioration du confort des occupants et des gestionnaires du bâtiment.

Équipement des bureaux

Les bureaux sont équipés de 412 luminaires de 2 tubes fluorescents de 36 W. Les ballasts conventionnels prévus furent remplacés par des ballasts électroniques. Il en résulte un gain d’énergie de 20 % et une augmentation de la durée de vie des lampes de 100 %.

Au départ, Cl. Rappe envisagea aussi la possibilité de gérer les rangées de luminaires les plus proches des fenêtres (soit 206 luminaires) en fonction de l’apport en éclairage naturel. Ceci impliquait que chaque luminaire soit équipé d’un ballast électronique dimmable et d’une cellule mesurant le niveau d’éclairement sous le luminaire. La puissance des lampes aurait ainsi pu varier automatiquement en fonction de l’apport en éclairage naturel. Les locaux profitant peu des apports en éclairage naturel, l’économie estimée n’était que de 22 % sur la consommation des 206 luminaires. Le surinvestissement à consentir (environ 40 €/luminaire) par rapport aux simples ballasts électroniques fut estimé trop important par rapport à l’économie réalisable.

Une troisième modification fut le remplacement du câblage traditionnel par des connecteurs rapides et des câbles souples de type Wieland. Ceci permet une économie importante de tubage et de main d’œuvre.

Amélioration	Gains énergétiques	Investissements
Ballasts électroniques	1050 €/an	9 000 €
Dimming (non réalisé)	475 €/an	8 250 €
Câblage		– 9 025 €

Équipement des couloirs et de la salle de lecture

La puissance initialement prévue dans les couloirs était semblable à la puissance installée dans les bureaux, soit 10 W/m². Or les besoins en éclairement sont nettement moindres (de 60 à 80 %). Pour éviter ce surdimensionnement et conserver un éclairement uniforme, l’installation est équipée de ballasts électroniques dimmables réglés de façon centralisée pour fournir un niveau d’éclairement de 100 à 200 lux. On peut tabler ainsi sur une diminution de la puissance en fonctionnement de 40 % par rapport au fonctionnement d’origine.

Un principe identique est prévu dans la salle de lecture. Ici l’objectif est plus le confort que l’économie d’énergie. Les ballasts électroniques dimmables permettront l’adaptation des niveaux d’éclairement en fonction des réactions des usagers.

Améliorations	Gains énergétiques	Investissements
95 Ballasts électroniques dimmables	2450 €/an	2650 €
Câblage et commande	–	4600 €
Total	2450 €/an	7250 €

Équipement des archives

À l’origine, il était prévu d’éclairer les salles des archives en continu de 8 h 30 à 16 h 30. Or celles-ci ont une occupation totalement aléatoire. Pour éviter un éclairage permanent, les différentes salles furent équipées de 3 détecteurs de présence. Dans chaque salle, il est prévu, pour la circulation, le maintien en fonctionnement continu de 3 luminaires, dans le voisinage des portes d’accès. Il est prévu par ce mode de gestion de réduire de 90 % le temps de fonctionnement des autres luminaires, par rapport à un fonctionnement continu. De plus pour éviter la diminution de durée de vie des lampes fluorescentes avec l’augmentation du nombre d’allumages, les luminaires sont équipés de ballasts électroniques.

Améliorations	Gains énergétiques	Investissements
94 Ballasts électroniques	100 €/an	2 050€
21 Détecteurs de présence et câblage	950 €/an	4 850 €
Total	1 050 €/an	6 900 €

Gestion centralisée

Dans un immeuble de bureaux de plusieurs centaines d’employés, il est habituel que certains appareils électriques restent en fonctionnement en dehors des heures d’occupation. Pour éviter cela, un ensemble d’automates peut jouer le rôle de concierge automatique en effectuant les extinctions des appareils électriques restés allumés.

Le principe général de la gestion des installations électriques repose sur une gestion horaire des équipements avec des possibilités de relance temporisées en dehors des horaires d’occupation normaux.

Automate principal disposé dans le TGBT et automate secondaire disposé dans le tableau électrique d’étage.

Chaque automate agit sur des contacteurs placés sur les circuits principaux. Les contacteurs utilisés sont toujours à sécurité positive. Ceci signifie que leur position de fonctionnement normal est la position fermée. Ce qui permet à l’installation de fonctionner même en cas de panne des automates.

De même, afin d’éviter les inconvénients liés aux remises à l’heure des horloges (changement d’heure, dérives, dérèglement suite au déclenchement d’un disjoncteur de protection) l’automate possède un récepteur des tops horaires de l’émetteur de Francfort.

L’utilisation d’un logiciel de supervision permet la programmation et le suivi de la gestion en un langage convivial. Il est ainsi possible de modifier très rapidement les plages horaires et de contrôler le bon fonctionnement de l’installation. Cette supervision peut se faire localement par un simple branchement au niveau des sorties data réparties un peu partout dans les bâtiments, mais aussi, et surtout, depuis les bâtiments de la DGTRE et du MET. On peut ainsi surveiller le bon fonctionnement des automatismes et y déroger si nécessaire.

Compteurs disposés dans le TGBT.

L’installation électrique est également pourvue de 4 compteurs (sur le général, sur l’installation d’HVAC, sur la cuisine, sur l’éclairage et les prises) dont les données sont rapatriées vers l’automate. On peut ainsi dans un premier temps comparer les consommations réelles aux prévisions de consommation, comparer ce bâtiment aux autres bâtiments de la Région, surveiller les dérives éventuelles et adapter les paramètres des installations. L’enregistrement des courbes de charge des divers équipements permettra aussi d’optimaliser la programmation des horaires de fonctionnement en les adaptant au plus juste à l’occupation des locaux.

Logiciel de supervision des installations électriques.

Gestion des bureaux

L’éclairage des bureaux est commandé via des contacteurs. Le matin, l’automate ferme ceux-ci. À partir de ce moment, l’éclairage peut être allumé via les interrupteurs locaux. Le soir, l’automate ouvre les contacteurs et coupe ainsi les équipements encore allumés. L’extinction des luminaires n’est pas immédiatement totale. Il y a tout d’abord un préavis d’extinction: le premier signal éteint uniquement les rangées de luminaires côté façade. Après un temps réglable, un deuxième signal éteint la deuxième rangée. Après chaque extinction, il est possible pour l’utilisateur de relancer complètement l’installation à partir d’un bouton poussoir situé dans le couloir. Il dispose alors d’un temps d’éclairage complet réglable avant que le cycle d’extinction ne recommence.

Interrupteurs dans chaque bureau.
Contacteurs commandés par l’automate et les boutons relance « bureau ».

Gestion des couloirs

Le dimming des luminaires se fait au départ de l’automate. Ce réglage après installation permet de supprimer le surdimensionnement inévitable de l’installation et d’adapter le flux lumineux aux besoins.

La gestion horaire des couloirs s’effectue comme ceci : le matin, la première personne arrivant peut allumer en utilisant n’importe quel bouton poussoir du couloir. Si personne ne réappuie sur un de ces boutons, l’éclairage reste allumé jusqu’au premier avis d’extinction.

Le soir, l’automate donne l’ordre de couper deux luminaires sur trois. À partir de ce moment utiliser les boutons poussoirs n’aura plus qu’une action sur les luminaires encore connectés. Cet éclairage réduit est nécessaire au personnel d’entretien.

Boutons de relance « bureaux » et « couloir ».

Il existe cependant un bouton unique « relance couloir » qui permet une relance temporisée des luminaires éteints.

Plus tard dans la soirée, un second avis d’extinction est envoyé par l’automate pour couper tous les luminaires. L’utilisation des boutons poussoirs normaux ou du bouton « relance couloir » permettra la relance temporisée de l’entièreté des luminaires.

Principe de fonctionnement.

En appuyant sur un bouton poussoir (2), on ferme le contact (3) du télérupteur. Tous les luminaires s’allument. Si on réappuie sur un bouton poussoir, le contact du télérupteur s’ouvre et tout s’éteint.
L’automate envoie un premier avis d’extinction et ouvre le contacteur (4). Deux luminaires sur trois s’éteignent. Le bouton poussoir « relance couloir » permet de les rallumer en refermant le contacteur. Si le contacteur est ouvert, utiliser un des boutons poussoirs normaux n’aura plus qu’une action sur un tiers des luminaires.
L’automate ouvre le contact du télérupteur en actionnant le contact (1). Tout s’éteint.
Si on appuie pendant la nuit sur un des boutons poussoirs, on obtient une heure d’éclairage avant que l’automate ne commande à nouveau l’ouverture du contact du télérupteur.

Supervision de l’éclairage des couloirs.

Gestion des sanitaires, des archives et de l’éclairage extérieur

Éclairage des façades extérieures.

La puissance installée dans les sanitaires est tellement faible que l’éclairage peut y rester permanent durant les heures d’occupation. Ils ne possèdent pas d’interrupteur. En dehors des horaires normaux, la relance temporisée se fait par bouton poussoir.

Dans les archives, les luminaires non commandés par les détecteurs de présence sont aussi raccordés à l’automate qui commande la permission d’allumage et l’extinction suivant son horaire. Une dérogation sur l’entièreté des luminaires est possible par un bouton poussoir.

L’éclairage extérieur est commandé par via l’horloge de l’automate et un interrupteur crépusculaire.

Bilan financier

Investissements
Amélioration de l’efficacité des appareils d’éclairage	24 675 €
Automates et supervision	101 000 €
Total :	125 675 €
Économie prévue
Économie électrique	150 000 kWh/an
Ballasts électroniques	2075 €/an
Gestion horaire et dimming	9175 €/an
Économie totale	11 250 €/an

L’économie prévue comprend la diminution des consommations et de la pointe quart horaire.

L’investissement des automates programmables est important par rapport aux économies d’énergie que l’on en retire. Cependant, ce système de supervision et de gestion améliore le suivi et la gestion technique des bâtiments. La supervision offrira un contrôle centralisé des installations électriques et générera les alarmes de fonctionnement.

Elle permet un contrôle des consommations énergétiques par l’enregistrement permanent des données. Elle offre un système de commande local plus souple et plus automatisé.

De plus, la diminution des heures de fonctionnement augmente la durée de vie du matériel et une diminution des coûts de maintenance.

Remarquons en outre que l’intervention dès le début des cahiers des charges aurait pu réduire les coûts d’installation des automates.

Application à une installation existante

Évidemment, dans un bâtiment neuf, les libertés de câblage facilitent l’installation d’une telle gestion. Cependant, appliquer les techniques utilisées dans les Moulins de Beez est également possible dans une installation existante.

Premièrement, dans les immeubles de bureaux, le relighting (rénovation de l’éclairage) est devenu courant et permet souvent de diminuer de façon importante les puissances installées et les consommations.

Ensuite, équiper une installation existante d’une gestion par automate programmable ne demande pas de modification fondamentale des réseaux électriques. Elle implique une extension des tableaux électriques des étages.

Celle-ci comprend un automate et des contacteurs, l’ensemble raccordé sur les disjoncteurs existants. Des boutons poussoirs de relance doivent être installés dans les couloirs ou les bureaux. Ceux-ci demandent un câblage vers les tableaux électriques. À défaut, il existe aussi des boutons poussoirs fonctionnant par ondes radios. Le tableau général BT accueille lui l’automate principal de supervision et les différents compteurs.

La gestion horaire de l’éclairage avec préavis d’extinction demande cependant un zonage du câblage (par exemple, dans les bureaux, chaque luminaire possède son propre circuit à partir de l’alimentation générale). En rénovation, pour contourner cet inconvénient, on peut se passer du préavis, pour autant qu’un éclairage minimum subsiste à proximité des locaux éteints. Par exemple, les couloirs peuvent rester allumés au moment où les bureaux s’éteignent. Cette technique est utilisée depuis 10 mois dans les bâtiments de la DGASS, sans plainte des utilisateurs.

Les « plaintes des occupants », voilà le risque que l’on prend lorsque l’on cherche à gérer les consommations énergétiques au plus juste. Rechercher le fifrelin d’économie supplémentaire au détriment du confort risque alors d’anéantir tous les efforts consentis. En effet, en cas de désagréments, les utilisateurs développeront des trésors d’imagination pour contrecarrer le système. Une gestion automatique ne sera donc efficace que si elle est totalement acceptée par les utilisateurs ou si elle est imperceptible. Suivant cette philosophie, Cl.Rappe modifie les paramètres de gestion en fonction du comportement des occupants. Par exemple grâce à l’enregistrement des courbes de charge, les horaires d’occupation peuvent être adaptés diminuant de façon importante le risque de voir des gens surpris par l’extinction automatique des luminaires.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Mesurer la consommation électrique

Les compteurs électriques mesurent l’énergie électrique consommée. À partir de cette valeur, on peut aussi évaluer la puissance moyenne sur une période de temps donnée. La puissance est simplement donnée en divisant l’énergie comptabilisée par la période de temps.

Par exemple 10 kWh consommés en 1/2 h équivalent à une puissance de 20 kW.

Les compteurs électromécaniques

On distingue les compteurs à courant alternatif monophasé ou triphasé et ceux à courant continu.

Dans les réseaux à courant alternatif monophasé ou triphasé usuels, on utilise le plus souvent les compteurs à induction. Un disque en aluminium mobile tourne sous l’influence de la tension et du courant qui circule. Un dispositif à frein magnétique fait que la vitesse de rotation est proportionnelle à la charge. Un compteur enregistre les révolutions du disque. La consommation est indiquée en kWh. Le nombre de tours de disque nécessaires pour mesurer 1 kWh est indiqué sur le compteur.

Compteur de passage pouvant être intégré sur l’alimentation d’un appareil.

Ces compteurs ont pour rôle essentiel la facturation des consommations, mais rien n’empêche de les utiliser comme compteur « divisionnaire » lorsqu’ils ne mesurent qu’une branche de l’installation électrique (ex : la cuisine) ou même qu’un seul équipement (ex : le lave-vaisselle, la chambre froide, …).

Certains disposent de plusieurs cadrans d’affichage, fonction du nombre de tarifs d’application. La commutation d’un tarif vers l’autre s’effectue par un signal codé émis par le distributeur.

Si l’on veut connaître le profil de consommation des équipements raccordés sur le compteur et établir un diagramme de charge de l’installation, il est nécessaire d’enregistrer le mouvement du disque mobile au moyen d’un lecteur optique que l’on fixe sur le compteur. Celui-ci émet un signal chaque fois que le repère noir du disque passe dans son champ de vision. Il transforme alors (soit directement, soit via un émetteur d’impulsion séparé) les signaux optiques en impulsions qui peuvent être enregistrées par un « data logger ».

De plus en plus, ces compteurs sont remplacés par des compteurs électroniques émettant directement des impulsions pouvant être comptabilisées par un « data logger ».

Pour la mesure de fortes intensités, le compteur est associé à un TI ou « Transformateur d’Intensité » : celui-ci réduit l’intensité réellement mesurée grâce à l’introduction d’un transformateur (par exemple, un TI 200/5A signifie une échelle de mesure pouvant atteindre 200 A alors que le courant réellement mesuré par l’appareil est au maximum de 5 Ampères).

Lecteur optique convertissant les rotations du disque d’un compteur électrique en impulsions.

Le calibre du compteur est déterminé par le courant maximal admissible. Plus précisément, deux valeurs vont caractériser le calibre. Par exemple, un calibre 20-60 A signifie que l’appareil est prévu pour un courant nominal de 20 A, mais qu’il peut « encaisser » des courants jusqu’à 60 A, avec une précision et un échauffement correct. Le rapport Imax/Inom (ici égal à 3) est appelé « facteur de charge ».

Les compteurs électroniques

Les compteurs électroniques mesurent le courant et la tension, et déterminent par un traitement interne l’énergie correspondante.

Ils sont en évolution permanente, offrant chaque jour des performances supplémentaires. Le principe de base consiste à favoriser la communication d’informations (grâce aux propriétés du traitement digital), afin de pratiquer une gestion de la charge efficace.

Schéma principe compteurs électroniques.

En particulier, on distingue :

Des sorties impulsionnelles pour transmettre à distance le niveau d’énergie consommé.
Un accès à ce type d’information par ligne téléphonique ou informatique.
La possibilité pour le distributeur de communiquer avec le compteur pour modifier le tarif, pour organiser le relevé des consommations à distance, …
La possibilité de mémoriser l’évolution des consommations (analyse de charge journalière pour déterminer le moment de la pointe quart-horaire, par exemple).
Le relevé de diverses fonctions : le courant maximal, la puissance réactive, la puissance instantanée, …
…

En fonction des informations reçues, un système de gestion de charges peut mettre en marche ou arrêter les contacteurs des chauffe-eau à accumulation, des machines à laver, des chauffages électriques, de l’éclairage public et d’autres récepteurs.
On notera également :

La possibilité de placer des compteurs divisionnaires dans les armoires électriques, permettant ainsi, à peu de frais, de suivre la consommation d’un appareil spécifique.

L’existence d’appareils de mesure qui viennent se placer entre le réseau et l’équipement consommateur (un peu comme une allonge), et qui permettent de mesurer la puissance instantanée et la consommation d’un équipement raccordé sur une prise 220 ou 380 Volts.

Idéal pour se décider à balancer enfin ce vieux frigo qui coûte trois fois plus qu’un neuf par sa seule consommation !

La mesure via une pince ampèremétrique

On peut mesurer la puissance par une mesure du courant dans un conducteur en insérant un ampèremètre dans le circuit ou à l’aide d’une pince ampèremétrique, et une mesure de la tension.

Dans un circuit alimenté en courant continu : P = U x I

Dans un circuit alternatif monophasé : P = I x U x cos j

(P = Puissance active [W], I = courant [A], U = tension [V], cos j = déphasage entre U et I, souvent indiqué sur la plaque signalétique de l’équipement)

Dans un réseau alternatif triphasé, la puissance absorbée s’exprime

Soit par P = 1,73 x I x U_l x cos j , où I est le courant mesuré au départ d’une ligne et U_lest la tension de ligne, mesurée entre deux lignes, soit 380 V,
Soit par P = 3 x I x U_ph x cos j , où I est le courant mesuré au départ d’une ligne et U_phest la tension de phase, mesurée entre une ligne et le neutre, soit 220 V.

Lorsque l’on mesure la consommation d’un seul équipement triphasé, la charge est en général équilibrée entre les trois lignes. Il suffit alors de mesurer le courant appelé par une ligne. Les autres phases auront un flux identique, seulement décalé de 120°. La puissance calculée ci-dessus à l’aide des mesures effectuées sur une seule phase est la puissance totale absorbée par le moteur.

Attention !

Lorsqu’on mesure avec une pince ampèremétrique, il faut bien prendre garde à ne mettre qu’un seul conducteur dans la pince.
Les tensions nominales de 220 V et 380 V sont souvent dépassées dans la pratique (… 230 … et … 400 … Volts).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Identifier les causes d’un problème de condensation superficielle

Une trop grande production de vapeur

L’humidité produite peut provenir soit :

De l’occupation du bâtiment

La production de vapeur est très variable en fonction du type de bâtiment (bureaux, école, hôpital, hall de sports, etc.) et de son occupation.

Le tableau ci-dessous indique différentes sources de production de vapeur ainsi que la quantité de vapeur d’eau correspondant

Sources de vapeur d’eau	Production de vapeur d’eau
Un occupant au repos, assis ou avec une légère activité* :	0,055 (kg/h)
Un occupant debout avec une légère activité* :	0,090 (kg/h)
Un occupant debout avec une activité moyenne (travail ménager, travail sur machine, …)* :	0,130 (kg/h)
Plantes vertes**	0,02 à 0,05 kg d’eau par plante et par jour

* : Norme Iso 7730
** : certaines plantes comme le papyrus émettent plusieurs litres d’eau par jour dans l’environnement.

Il est difficile de diminuer de manière significative la production de vapeur de ces différentes sources à l’intérieur d’un bâtiment. Par contre, afin que l’augmentation du taux d’humidité due à cette production de vapeur reste acceptable, celle-ci doit être compensée par une ventilation suffisante. Cette ventilation consiste, d’une part, en une ventilation de base qui doit assurer la qualité de l’air en temps d’occupation normale (occupants, plantes, nettoyage, …) et d’autre part, en une ventilation intensive qui doit compenser une production spécifique de vapeur (ventilation dans les cuisines, dans la buanderie, …).
D’autre part, une production de vapeur trop importante peut être évitée dans certains cas. Exemples :

un grand aquarium sans recouvrement adéquat,
des étangs à l’intérieur,
des appareils à cycle de combustion ouvert sans évacuation vers l’extérieur (poêle au gaz ou au mazout, petit chauffe-eau mural, etc.),
l’usage intensif d’humidificateur.

De causes extérieures

Un taux trop important d’humidité peut également provenir des causes extérieures suivantes :

les infiltrations d’eau de pluie,
l’humidité ascensionnelle,
l’humidité de construction,
l’humidité accidentelle.

Ces causes extérieures considérées comme des anomalies doivent être supprimées avant d’envisager toute autre mesure pour éliminer les problèmes de condensation ou de moisissure.

Une ventilation insuffisante

Afin que l’augmentation du taux d’humidité due à la production de vapeur à l’intérieur du bâtiment reste acceptable, celle-ci doit être compensée par un renouvellement d’air. L’air humide intérieur est ainsi remplacé par de l’air extérieur plus sec.

Le schéma ci-dessous donne l’évolution de la teneur en humidité de l’air du local (xi) en fonction du taux de ventilation (ou taux de renouvellement) « n » (en h-1).

Evolution de x_i en fonction de n.

x_e = 3 g/kg; D = 0,1 kg/h; V = 32,5 m³; x_i = x_e + 2,538/n.

avec,

x_e : teneur en humidité de l’air extérieur;
D : production d’humidité dans le local;
V : volume du local
n : le taux de renouvellement (h^-1).

On constate que :

Des taux de ventilation très bas ont pour conséquence des teneurs en humidité très élevées de l’air intérieur.
Une trop forte augmentation du taux de ventilation n’a pratiquement plus d’influence sur la teneur en humidité de l’air du local, mais par contre va augmenter la consommation d’énergie pour le chauffage du bâtiment.

Le renouvellement d’air se fait soit de manière correcte par un système de ventilation contrôlée ( mécanique – simple ou double flux- ou naturelle), soit, de manière « archaïque », par de simples infiltrations (au travers des fentes et fissures, par l’ouverture des fenêtres, etc.).

Le renouvellement d’air par les infiltrations

Le renouvellement d’air par de simples infiltrations se rencontre encore très souvent dans les écoles. Mais si le bâtiment est trop étanche, le renouvellement d’air peut être insuffisant et cela peut mener à des problèmes de condensation superficielle. De toute façon, le renouvellement d’air par les infiltrations ne constitue pas une manière correcte d’assurer la ventilation. En effet, les défauts d’étanchéité peuvent être à l’origine d’une condensation interstitielle, c.-à-d.. une condensation à l’intérieur des éléments de construction (murs, toitures, etc.) et non pas à leur surface. En effet, l’air chaud et humide qui passe au travers de ces défauts d’étanchéité rencontre des éléments de plus en plus froids et la vapeur d’eau qu’il contient condense dès que des températures suffisamment basses sont atteintes. Dans une toiture inclinée, la condensation va provoquer des dégâts (moisissures, pourrissement, etc.).
Ainsi, mieux vaut un bâtiment étanche à l’air avec un système de ventilation contrôlé, tant pour éviter les problèmes de condensation interstitielle, que pour économiser l’énergie ou que pour assurer le confort.

Étanchéité à l’air des bâtiments

Une mauvaise étanchéité du bâtiment ne se voit pas forcément lors d’une inspection à l’œil nu.

Des murs extérieurs sans finition intérieure engendrent une mauvaise étanchéité. Les toitures inclinées sont souvent très perméables à l’air lorsque la finition intérieure est disjointe, incorrecte ou absente.

L’étanchéité à l’air dépend en grande partie de la conception et de la qualité d’exécution des détails de construction. L’utilisation de blocs de béton non plâtrés, par exemple, peut mener à une très mauvaises étanchéité du bâtiment. Le simple fait de recouvrir ces blocs d’une couche de peinture assez épaisse (équivalent à un plafonnage pour ce qui est de l’étanchéité à l’air) peut diviser par 10 la perméabilité à l’air.

Une mauvaise étanchéité peut être due aux fuites que représentent les ouvertures entre locaux à l’intérieur du volume protégé et en dehors de celui-ci.

L’étanchéité à l’air d’un bâtiment n’est pas nécessairement uniforme, elle peut être différente d’un local à l’autre.

Les anciens châssis sont, en général, perméables à l’air; les nouveaux sont beaucoup plus étanches.

Si vous voulez en savoir plus sur l’évaluation de l’étanchéité d’un bâtiment, cliquez ici !

Le renouvellement d’air par une ventilation contrôlée

Une ventilation de bâtiment est correcte si elle est contrôlée. Cela implique une amenée d’air extérieur dans certains locaux et une évacuation de l’air intérieur humide dans d’autres.

La ventilation des bâtiments doit répondre à la réglementation wallonne et à la norme NBN D 50-001. Les débits de ventilation y sont, entre autres, définis.

La réglementation wallonne est d’application depuis le 1er décembre 1996.
Elle concerne les logements, les bâtiments d’hébergement (hôpitaux, homes, hôtels, internats, casernes, prisons, …), les bâtiments scolaires (y compris centre PMS) et les immeubles de bureaux (administration d’une entreprise, d’un service public, d’un commerce) ou les bâtiments qui, à la suite d’une modification de leur utilisation, sont affectés à l’une ou l’autre de ces destinations.

La ventilation peut se faire de manière naturelle ou mécanique. Selon que l’extraction ou/et l’évacuation se font de manière naturelle ou mécanique, on parle de système A, B, C ou D (Norme NBN D 50-001).

		Évacuation d’air
		Naturelle	Mécanique
Amenée d’air	Naturelle	Système A	Système B
Amenée d’air	Mécanique	Système C	Système D

Le respect de la norme ne suffit pas à garantir que les bâtiments seront correctement ventilés les occupants sont simplement assurés qu’ils disposent de la possibilité de ventiler correctement.

Pour évaluer correctement la ventilation contrôlée de votre bâtiment, cliquez ici !

Des ponts thermiques

Un pont thermique est un point faible dans l’isolation thermique de l’enveloppe du bâtiment.
En hiver, au droit d’un pont thermique, la température de surface de la paroi à l’intérieur du bâtiment est plus basse que celle des surfaces environnantes. Si la température à cet endroit est égale ou inférieure à la température de rosée de l’air intérieur, il va y avoir condensation superficielle.

Pour une paroi, la connaissance des résistances thermique des différentes couches permet de déterminer la température intérieure de surface (θ_oi) pour une température extérieure (θ_e) et une température intérieure (θ_i) données.

La connaissance de cette valeur détermine le facteur de température τ de la paroi.

Au droit d’éléments de construction ou de ponts thermiques complexes, il est difficile de déterminer la température intérieure de surface en un point (θ_oi) manuellement. Ce calcul se fait par programmes informatiques (basés, par exemple, sur la méthode des éléments finis ou des différences finies). Il donne les valeurs du facteur de température τ en différents points du pont thermique et donc le facteur de température minimum τ min.

avec,

θ_{oi min} : la température intérieure de surface minimum du pont thermique.

Exemple.

τ₁ = 0,585;
τ₂ = 0,8;
τ₃ = 0,91;
τ₄ = 0,455;
τ₅ = 0,61;
τ₆ = 0,55;
τ₇ = 0,6;
τ₈ = 0,84.

τ_min = τ₄ = 0,455

Le facteur de température en différents points d’un pont thermique est entièrement déterminé par la configuration et la constitution du pont thermique. Il caractérise le pont thermique. Une fois déterminé, il va donc permettre de calculer la température intérieure de surface (θ_oi) en ce point pour n’importe quelles températures extérieure (θ_e) et intérieure (θ_i) données.

Ainsi, alors que pour une paroi, la résistance thermique d’une paroi permet d’évaluer la température de surface intérieure, pour un pont thermique, c’est la connaissance du facteur de température τ qui permet de l’évaluer.

Une température intérieure des locaux trop faible

Il y a risque de condensation superficielle sur une surface intérieure d’un local si la température de surface (θ_oi) est égale ou inférieure à la température de rosée(θ_d) de l’air intérieur. Or, pour une température extérieure (θ_e) donnée, la température intérieure de surface des parois (θ_oi) dépend non seulement de la résistance thermique de la paroi, mais également de la température intérieure du local.

Donc au plus l’air intérieur est chauffé, au plus la température de surface est élevée, au moins le risque de condensation superficielle est grand.

Si un local est non chauffé, il convient donc de prendre des mesures pour que la vapeur d’eau produite dans les locaux occupés ne puisse y pénétrer.

D’autre part, dans les locaux non chauffés, le niveau d’isolation a une influence non négligeable sur la température moyenne du local : dans des bâtiments bien isolés, les locaux non chauffés sont beaucoup plus chauds que dans les bâtiments identiques mais non isolés.

Exemple : maison unifamiliale (Pleiade)

Influence du niveau d’isolation sur la température du grenier dans la maison PLEIADE
Niveau d’isolation	K23	K27	K35	K45	K55	K70
Température moyenne du grenier non chauffé	13,4	13,4	12,3	11,6	10,6	10,0

Lien entre les différents paramètres et évaluation d’un risque de condensation superficielle

1. Calcul de l’humidité absolue de l’air intérieur (x_i) (sans formation de condensation superficielle)

Si, dans un local avec une production d’humidité D (kg/h) et un renouvellement n (h^-1) (c.-à-d. un volume de ventilation nV (m³/h)), de la condensation ne se forme à aucun endroit, on peut poser, en régime stationnaire, que la quantité d’humidité évacuée avec l’air ventilé par unité de temps est égale à la somme de la quantité d’humidité apportée avec l’air ventilé par unité de temps et de la quantité de vapeur d’eau produite dans le local.

Ce raisonnement conduit à la relation (voir NIT 153, annexe page 77) :

avec,

xi : teneur en humidité de l’air du local (g_eau/kg_air)
φ_e : humidité relative (%) de l’air extérieur
x_se : teneur en humidité de saturation de l’air extérieur (g_eau/kg_air)
D/nV : rapport entre la production d’humidité (kg/h) et le débit de ventilation dans le local (m³/h)

2. Calcul du point de rosée de l’air du local (θ_d)

On peut calculer la température de rosée (θ_d) correspondant à la teneur en humidité du local (xi) à partir du diagramme de l’air humide.

Humidité relative de l’air en fonction de la teneur absolue en humidité de l’air (x) et de la température de l’air (θ).

Ambiance intérieure (point A) : xi = 8,7 geau/kgair; θ_i = 20°C –> θ_d= 12°C

3. Calcul de valeurs intermédiaires

Pour différentes valeurs de température intérieure (θ_i) et différentes valeurs de température extérieure (θ_e), on peut calculer la valeur :

4. Évaluation du risque de condensation

Il ne se formera pas de condensation sur une paroi intérieure d’un local ou sur la face intérieure d’un pont thermique si :

avec,

θ_{oi min} = température intérieure de surface minimale
θ_d : température de rosée

avec,

τ_min : facteur de température minimum d’un pont thermique ou facteur de température d’une paroi

5. Exemple d’évaluation du risque de condensation

Si vous souhaitez voir, par un exemple, comment évaluer concrètement le risque de condensation au droit d’un pont thermique dans un immeuble de bureau, cliquez ici !

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Niveau d’éclairement

Définition du niveau d’éclairement

La quantité de lumière est caractérisée par le niveau d’éclairement exprimé en lux (lx).

20 lux représentent le seuil de perception; les autres valeurs usuelles (et recommandées dans les normes) sont généralement séparées par un facteur approximatif de 1.5 et représentant la plus petite différence significative entre deux niveaux d’éclairement.

20 30 50 75 100 150 200 300 500 750 1 000 1 500 2 000 3 000 5 000

Impact sur le confort visuel

Visibilité des objets

Au travail, une bonne visibilité de la tâche visuelle et de son environnement est particulièrement nécessaire et fortement influencée par les caractéristiques de l’éclairage. Des objets qui peuvent être reconnus facilement et dont on peut distinguer aisément des détails, peuvent devenir indistincts et même plus du tout perceptibles lorsqu’il fait plus sombre.

Performance

La performance visuelle est un taux d’évaluation du système visuel utilisé pour quantifier les aptitudes d’une personne à détecter, identifier et analyser les détails entrant dans son champ de vision, en se fondant sur la vitesse, la précision et la qualité de sa perception. La performance visuelle dépend entre autres :

des caractéristiques propres de la tâche à accomplir,
de l’acuité visuelle de l’observateur,
de la nature de l’arrière-plan,
des conditions d’éclairage,
des perturbations distrayant l’attention,
…

La visibilité de la tâche est utilisée pour relier la performance visuelle aux paramètres de l’éclairage sans tenir compte de l’attitude de l’observateur à l’égard de la tâche.

La visibilité qui caractérise une tâche est déterminée par la visibilité du détail critique. D’une manière générale, la visibilité du détail dépend de :

sa dimension angulaire et sa forme,
sa luminance et sa couleur,
son contraste par rapport au fond immédiat,
sa position dans le panorama visuel,
la luminance d’adaptation,
l’état du système visuel (âge de l’observateur),
le temps d’observation,
…

Sous un éclairement
de 500 lux.

Sous un éclairement
de 50 lux.

Lorsque le niveau d’éclairement diminue, un texte écrit suffisamment grand restera parfaitement lisible, alors qu’un texte écrit petit deviendra plus difficile à lire.

Impact sur les travailleurs

« Malheureusement », l’œil humain s’adapte très rapidement aux différentes ambiances lumineuses qu’il rencontre. Il est donc difficile de percevoir qu’une ambiance lumineuse n’est pas correcte. En situation d’équilibre, on parle de niveau d’adaptation auquel correspond la luminance d’adaptation qui affect

l’acuité visuelle,
la sensibilité aux contrastes.

En pratique, les mesures de luminance étant difficiles et coûteuses et dans un but de simplification, les recommandations relatives à ces luminances sont formulées directement en valeur d’ÉCLAIREMENT (d’où l’utilisation du luxmètre).

Sur cette base, un niveau d’éclairement insuffisant entraîne progressivement une diminution du pouvoir de perception. Cela peut occasionner un plus grand pourcentage d’erreurs dans les manipulations et un risque accru d’accidents.

Les valeurs d’éclairement recommandées en fonction du type d’activité ou de local peuvent être trouvées dans différentes normes.

Valeurs caractéristiques et représentation

Niveau d’éclairement

On distingue trois types de niveaux d’éclairement sur une grille de calcul ou de mesure lorsqu’on désire réaliser un projet d’éclairage :

E min étant le niveau d’éclairement minimum sur un point de la grille,
E max, le niveau d’éclairement maximum sur un point de la grille,
E moyen, la moyenne de tous les niveaux d’éclairement des points de la grille.

Le niveau d’éclairement moyen Em ou Emoyen est la valeur prise comme référence pour définir les niveaux d’éclairement utilisés par le RGPT ou les normes traitant d’éclairage. On définit aussi l‘uniformité comme étant le rapport entre E min et E moyen.

Courbe isolux

Les courbes isolux s’apparentent aux courbes de niveaux d’éclairement.

Niveau de gris

C’est une autre représentation plus visuelle des courbes isolux.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Normes en matière d’eau chaude sanitaire

Normes européennes (reprises dans les normes belges)

Il existe 3 normes relatives aux systèmes de production d’eau chaude sanitaire :

NBN EN 26 (1997) : « Appareils de production instantanée d’eau chaude pour usages sanitaires équipés de brûleurs atmosphériques utilisant les combustibles gazeux ».

NBN EN 89 (1999) (et annexes 1 et 2) : « Appareils de production d’eau chaude par accumulation pour usages sanitaires utilisant les combustibles gazeux ».

NBN EN 625 (1995) : « Chaudières de chauffage central utilisant les combustibles gazeux exigences spécifiques à la fonction eau chaude sanitaire des chaudières à deux services dont le débit calorifique nominal est inférieur ou égal à 70 kW ».

Ces normes définissent principalement la classification des systèmes en fonction du gaz utilisé, des modes d’amenée d’air et d’évacuation des gaz brûlés. Elles présentent également les essais qu’il faut effectuer pour mesurer les caractéristiques thermiques du système.

En matière d’efficacité énergétique, ces normes imposent des valeurs minimum de rendement pour chacun des systèmes :

Système	Rendement instantané de production min (dans lesconditions d’essai)	Consommation d’entretien max (C = volume utile du ballon en Iitres, Q_n = débit calorifique de l’appareil)	Puissance de la veilleuse éventuelle	Divers
Instantané gaz	84 % pour les appareils de plus de 10 kW 82 % pour les appareils de plus de 10 kW	–	Max 0,17 kW	Temps max de montée en température ₍₁₎ 25 s si P < 17 kW 35 s si P > 17 kW
Accumulation gaz	84 % pour les appareils sans condensation 98 % pour les appareils à condensation	11 x C ^2/3 + 0,015 Q_nsi temps de réchauffage < 45 min 9 x C ^2/3 + 0,017 Q_nsi temps de réchauffage > 45 min		Température minimum de l’eau puisée ₍₂₎ (t_r et t_c = température de l’eau froide et chaude en °C): t_r + 0,9 (t_c -t_r ) après 70 % de volume puisé t_r + 0,6 (t_c -t_r ) après 85 % de volume puisé
Chaudières mixtes		0,014x C ^2/3 + 0,02 Q_n

₍₁₎ Le temps de montée en température définit le temps durant lequel le brûleur doit fonctionner avant que l’eau puisée atteigne la température voulue, temps influençant le rendement saisonnier de production.

₍₂₎ La température minimum de l’eau définit l’efficacité du volume du ballon de stockage. En effet lorsque l’on puise de l’eau chaude, le ballon se rempli d’eau froide se mélangeant partiellement. Il en résulte une température moindre de l’eau dans le ballon. Par exemple, la température de stockage de l’eau est de 60°, la température de l’eau froide est de 10° et la température souhaitée au puisage est de 35°. Si dans ce cas, le mélange était total dans le ballon entre eau chaude et froide, après avoir puisé la moitié du ballon, la température de puisage chuterait sous 35°, la deuxième moitié du stockage devenant inutilisable. Il faudrait donc dans ce cas choisir un ballon deux fois plus grand que si la stratification des températures dans le ballon était totale, avec les pertes complémentaires que cela entraîne. Dans ce dernier cas idéal mais théorique, on peut puiser la totalité du ballon à une température de 60°, le ballon se remplissant d’eau restant à 10° car ne se mélangeant pas. C’est l’incertitude sur ce phénomène qui conduit souvent les bureaux à prendre d’importantes marges de sécurité dans leur dimensionnement.

Projet de labellisation européenne

Il existe au niveau européen un projet de norme pour la détermination du rendement des installations de production sanitaire (Pr EN 13302). Ce projet n’a pas encore été approuvé par les pays membres. Cette norme devrait servir de base à un projet de labelisation appareils de production (groupe de travail CEN TC 109 WG 4).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Diminuer les consommations d’énergie

Dans le générateur

Pertes

Dans le générateur, il n’y a pas ou de perte de vapeur sous forme de condensats mis à l’égout. En effet, la vapeur se refroidit au contact des parois en cédant sa chaleur de condensation et les condensats , issus de la transformation de la vapeur en eau, réintègrent la phase liquide; ce qui veut dire qu’il n’y a pas d’appoint d’eau osmosée. Cependant, les pertes au travers des parois sont compensées par la réchauffe supplémentaire de l’eau condensée de manière à reformer la vapeur perdue. On a donc intérêt à isoler au maximum les parois du générateur sachant qu’il y a toujours un compromis à trouver entre le prix de l’investissement dans un isolant par rapport à la réduction des déperditions engendrées.

Pour aller plus loin dans la réflexion concernant la détermination théorique des pertes.

La fiche technique d’un constructeur de stérilisateur, sur laquelle repose le calcul théorique des pertes, montre que les pertes au travers des parois du générateur sont de l’ordre de 0,8 [kW].
Ce qui représente au cours d’une année de fonctionnement de la stérilisation une surconsommation d’électricité de l’ordre de:

On a :

Consommation annuelle = 0,8 [kW] x 4 000 [h]

Consommation annuelle = 3 200 [kWh/an]

Où les 4 000 [h] représentent la durée totale maximale de fonctionnement de la stérilisation; soit :

14 [h/jour],
5,5 [jour/sem],
52 [sem/an].

En réalité, le personnel de stérilisation arrive tant bien que mal à prendre congé sur l’année mais ils sont compensés par les nombreux rappels de garde de nuit ou de WE.

On consigne ces résultats dans le tableau suivant :

Type de consommation	Consommation annuelle [kWh/an]	Coût unitaire [€/kWh]	Coût total [€/an]
électrique	3 200	0,11	352

Amélioration

Dans une installation existante, les actions d’amélioration de l’isolation sont limitées. En effet :

De part l’imposition auprès des constructeurs de limiter les températures de contact (risque de brûlure), les équipements sont en général isolés correctement.

Il n’est pas facile par après d’augmenter les épaisseurs d’isolant car beaucoup de tuyauteries encombrent l’espace autour des équipements.

Les faces avants des générateurs où se situent les têtes des résistances électriques pourraient être isolées par des coques préformées. Mais ne faut-il pas garder un certain échange entre la tête et l’ambiance ? Sans quoi la résistance électrique pourrait-elle « claquer » ?

Face avant de générateur.

les professionnels de la maintenance des équipements de stérilisation évoquent que l’isolation risque de masquer les fuites de vapeur.

N’empêche, toutes ces bonnes raisons ne sont pas suffisantes pour bannir toute amélioration. Pour s’en convaincre, il suffit d’évaluer la performance énergétique d’une isolation même partielle et sa rentabilité à court terme.

Pour évaluer la rentabilité de l’isolation d’une cuve.

Dans la distribution

Pertes

Dans la distribution, il n’y a pas ou peu de perte de vapeur sous forme de condensats mis à l’égout si les conduites d’alimentation sont inclinées en pente douce vers le générateur. En effet, comme dans le cas du générateur, la vapeur se refroidit au contact des parois en cédant sa chaleur de condensation. Si la distribution est conçue en pente douce, les condensats, issus de la transformation de la vapeur en eau, réintègrent la phase liquide du générateur; ce qui veut dire qu’il n’y a pas d’appoint d’eau osmosée. Cependant, les pertes au travers des parois sont aussi compensées par la réchauffe supplémentaire de l’eau condensée de manière à reformer la vapeur perdue. On a donc intérêt à isoler au maximum les conduites de distribution.

Pour aller plus loin dans la réflexion concernant la détermination théorique des pertes.

Amélioration

Dans une installation existante, sauf si bien entendu l’isolant initial est enlevé, le constructeur est tenu, en principe de prévoir un isolant de manière à réduire les risques de brûlure (température de contact limitée à 50 °C).

Quelques centaines de W perdus.

Néanmoins, rare sont les installations où la distribution de la vapeur est isolée correctement. De nouveau, le sacro saint manque de visibilité de fuite de vapeur apparaît comme un argument de poid de la part des constructeurs pour ne pas isoler correctement les tuyauteries.

Faux naturellement, car on pourrait en déduire que les équipements non isolés sont susceptibles d’avoir des fuites (et la fiabilité ?).

Sachant qu’une conduite en cuivre de diamètre de 15 mm et de 1 m de long équivaut à une perte de l’ordre de 90 W, il est utile d’isoler au maximum.

Pour évaluer la rentabilité de l’isolation d’une conduite.

Dans la double enveloppe

Pertes

La double enveloppe entoure la chambre de stérilisation et lui sert d’antichambre ou de réserve de vapeur.

Complexité de l’isolation de la double enveloppe.

Sa surface développée est assez importante et de forme complexe. Cette surface est assez déperditive et nécessite de nouveau de l’isoler correctement; ce qui n’est pas chose aisée. De plus, l’isolation n’étant pas parfaite, la déperdition réelle est toujours plus important que celle calculée par le programme suivant:

Pour évaluer la rentabilité de l’isolation d’une cuve parallélépipédique ou cylindrique.

Comme pour la distribution, il nécessaire de savoir si les condensats qui traduisent l’importance des déperditions des parois, sont évacués à l’égout ou recyclés. Les constructeurs ont mis des systèmes au point qui permet de récupérer les condensats dans le générateur par simple gravité ou par pompage. Dans d’autres systèmes, ils sont jetés à l’égout.

Pour aller plus loin dans la réflexion concernant la détermination théorique des pertes

La moins bonne des solutions se trouve reprise dans la théorie où la plupart des condensats sont rejetés à l’égout.

Amélioration de l’isolation

D’origine, la cuve en général est bien isolée mais il faut veiller à ce qu’elle le reste suite aux différentes interventions de maintenance.

Récupération des condensats

Pour aller plus loin dans la réflexion concernant l’évaluation des pertes.

Dans le cas qui a été pris pour l’évaluation théorique, les coûts engendrés par la pertes d’énergie dans les condensats et dans la consommation d’eau osmosée sont :*

Consommations électriques	Quantité total [kWh/an]	coût unitaire [€/kWh]	coûts [€/an]
Au démarrage	3 120	0,11	343
Entre les cycles	6 694		736
Pendant les cycles	2 516		276

Consommations eau osmosée	Quantité total [litres/an]	coût unitaire [€/litre]	coûts [€/an]
Au démarrage	4	2.75	11
Entre les cycles	48		132
Pendant les cycles	20		55
Coût total			1 553

Dans le cas où les condensats ne sont pas récupérés suite à leur évacuation de l’installation vers l’égout depuis les pièges à eau (pas de récupération par gravité vers le générateur), il est raisonnable de penser que pour la valeur de 1 553 [€/an] d’économie on peut tout à fait investir dans un système de récupération composé de :

ballon isolé de récupération;
pompe à condensats refoulant vers le générateur;
anti-retour;
régulation en fonction de la demande de vapeur.

Bac tampon et pompe d’alimentation du générateur.

Ce système permettrait d’une part de réduire les consommations d’eau osmosée perdues à l’égout et d’autre part de réduire la consommation électrique des résistances chauffantes du générateur (l’eau froide amenée de l’osmoseur est réchauffée par les condensats chauds.

Dans les nouvelles générations de stérilisateur, le générateur se trouve sous la cuve du stérilisateur; ce qui permet de récupérer pratiquement l’entièreté des condensats.

Dans les installations centralisées, on s’arrange pour repomper les condensats de la double enveloppe vers le générateur.

Dans la chambre de stérilisation

Pertes

La formation de condensats dans la chambre de stérilisation est due au refroidissement de la vapeur au contact de la charge et des parois de la chambre (essentiellement les parois des portes). Ces condensats ne peuvent pas être récupérés puisqu’ils sont censés être contaminés. Ils sont donc évacués à l’égout via la pompe à vide.

Amélioration de l’isolation

L’isolation des portes de la chambre de stérilisation est prévue d’origine et il n’est pas possible de l’améliorer.

Récupération des condensats

Pour améliorer la récupération des condensats dans la pompe à vide.

Dans la zone technique

La zone technique, comme son nom l’indique, est l’espace qui comprend les équipements du stérilisateur

le stérilisateur proprement dit et sa double enveloppe,
le générateur de vapeur,
la pompe à vide,
la distribution,
les accessoires.

Cet espace est séparé des zones :

« propre » dans laquelle on prépare le matériel à stériliser,
« stérile » dans laquelle on stocke le matériel passé dans les stérilisateurs.

Déchargement automatique en zone stérile.

Les séparations sont franches entre les trois zones sachant que :

la zone propre a un degré d’hygiène assez élevé,
la zone stérile est censée être stérile,
la zone technique a un degré de propreté non précisé.

Dans la zone technique, Il fait chaud en permanence et les températures peuvent monter jusqu’à 30-35 °C. C’est le résultat d’une concentration excessive d’apports internes. L’isolation des parois chaudes est primordiale pour réduire les déperditions et indirectement les consommations de vapeur et d’énergie. Toutefois, il n’est pas possible de réduire drastiquement les déperditions; d’où la nécessité de placer une extraction.

Normalement, des gradients de pression doivent permettre de réduire le risque de contamination des zones propre et stérile par la zone technique. Il faut donc s’arranger pour mettre la zone technique en dépression; ce qui tombe bien puisque l’on veut extraire les calories.

De plus, en pratique, les zones stériles et propres sont souvent climatisées de part la présence d’apports internes très importants. Vu la nécessité de maintenir la zone technique en dépression et à une température raisonnable (l’électronique de régulation n’aime pas des températures supérieures à 30 °C), l’idéal est de pratiquer une fuite contrôlée d’air depuis la zone propre vers la zone technique; la zone stérile étant étanche. Donc la zone technique peut être légèrement refroidie par l’air de la zone propre.

On se rend bien compte que le bilan énergétique risque d’être mauvais, si l’isolation des équipements de la zone technique n’est pas optimale :

En période chaude, l’air chaud extrait du local technique doit être évacué à l’extérieur et l’énergie est perdue.

En période froide, il doit être récupéré soit pour chauffer le quai fournisseur (en général à proximité), soit recyclé dans le circuit de ventilation de la stérilisation (en zone « sale » par exemple moyennant un système de filtration adéquat).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Débits de ventilation dans la laverie

Les différentes méthodes ci-dessous nous ont été communiquées par un fabricant. Les débits donnés sont à extraire.

Méthode du renouvellement horaire en fonction du local

Selon la norme allemande VDI 20.52

Le débit est de 120 m³/h par m² de local.

Cette valeur n’est acceptable que pour les petites cuisines (< 300 repas).

Selon Recknagel

Le débit correspond à un renouvellement horaire de 10 à 15.

Ces valeurs sont relativement faibles. Un renouvellement horaire de 20 à 25 est préférable.

Ces valeurs ne sont acceptables que pour des laveries installées dans des locaux d’une certaine grandeur (> 300 repas).

Certains fabricants parlent même d’un renouvellement horaire de 20 à 40.

Méthode en fonction du type de machine à laver

Machines à capot

Les machines à capot sont installées dans les cuisines relativement petites (< 150 repas).

Une hotte pour vapeur non grasse doit être installée au-dessus de la machine. Son débit sera de 1 000 m³/h.

Machines à paniers

Dans un local avec machine à paniers, il faut prévoir :

un raccordement avec interposition d’un cône (*) à la tubulure d’évacuation de la machine,
une hotte de captation des buées à la sortie de la machine,
une extraction supplémentaire dans le local ou à l’entrée de la machine.

* le cône permet au ventilateur de la machine de régler exactement le débit à extraire dans la machine. Sans lui, le ventilateur en toiture risquerait de tout « régimenter ». Les débits extraits dans la machine seraient trop importants et risqueraient d’empêcher le séchage.

Les débits correspondant à ces 3 extractions sont donnés dans le tableau suivant :

Dimensions de la machine (paniers/h)	Raccordement à la tubulure d’échappement (m³/h)	Hotte à la sortie de la machine (m³/h)	Extraction dans le local (m³/h)	Total (m³/h)
90	700	300	1 500	2 500
120	900	300	2 000	3 200
160	1 000	300	2 000	3 300
200	1 200	300	2 500	4 000

Hotte à la sortie ou à l’entrée de la machine.

Machine à convoyeurs

Dans un local avec machine à convoyeurs, il faut prévoir :

Un raccordement avec interposition d’un cône (*) à la tubulure d’évacuation de la machine.
Une hotte de captation des buées à la sortie de la machine.
Une extraction supplémentaire dans le local ou à l’entrée de la machine.

Les débits correspondant à ces 3 extractions sont donnés dans le tableau suivant :

Dimensions de la machine (assiettes : diam. : 260mm)	Raccordement à la tubulure d’échappement (m³/h)	Hotte à la sortie de la machine (m³/h)	Extraction dans le local (m³/h)	Total (m³/h)
1 500	800	300	2 500	3 600
2 500	800	300	2 700	3 800
3 000	800	300	2 700	3 800
3 500	1 000	300	3 000	4 300
4 000	1 000	300	3 000	4 300
5 000	1 000	300	3 500	4 800

Méthode en fonction de la puissance de la machine à laver

Cette méthode se base sur la Norme allemande VDI 20.52. Elle s’appuie sur le dégagement calorifique spécifique des appareils. Elle considère les quantités de chaleur sensible et de chaleur latente dissipées dans l’ambiance pour 1 kW de puissance raccordée.

Elle prévoir un débit de 24 l/sec (86 m³/h) (hotte à extraction simple) par kW de puissance de la machine à laver.

Méthode en fonction des dégagements de chaleur des machines à laver

Cette méthode est utilisée pour une laverie importante ou une laverie industrielle.

Le fournisseur doit fournir les caractéristiques suivantes de la machine :

les pertes de chaleur des moteurs,
les pertes de chaleur par la carrosserie de la machine et du tunnel de séchage,
les pertes de chaleur du surchauffeur,
les fuites de vapeur,
les débits d’extraction à assurer à l’entrée et à la sortie de la machine.

L’extraction du local, complémentaire aux extractions à l’entrée et à la sortie de la machine, devra assurer la dissipation de toute la chaleur produite.

Exemple.

Une laverie industrielle assurant le lavage de la vaisselle d’une cuisine servant 2 500 repas est équipée de 2 machines à laver dont les caractéristiques sont les suivantes :

les pertes de chaleur des moteurs : 2 955 W,
les pertes de chaleur par la carrosserie de la machine : 880 W,
les pertes de chaleur par la carrosserie du tunnel de séchage : 12 000 W,
dont 50 % dans l’ambiance (6 000 W) et 50% repris par la hotte (6 000 W),
les pertes de chaleur du surchauffeur (pour le rinçage) : 490 W,
les fuites de vapeur : 7 056 W,
dont 20 % dans l’ambiance (1 410 W) et 80 % repris par la hotte (5 6460W),
débit d’extraction à assurer à l’entrée de la machine : 700 m³/h,
débit d’extraction à assurer à la sortie de la machine : 2 500 m³/h.

Calcul de l’extraction du local (complémentaire aux extractions à l’entrée (700 m³/h x 2) et à la sortie (2 500 m³/h x 2) de la machine) :

– Puissance dissipée dans l’ambiance :

(2 955 + 880 + 6 000 + 490 + 1 410) x 2 = 11 735 x 2 = 23 470 W

– Débit d’air à prévoir pour assurer l’évacuation de cette chaleur (pour une différence de température entre l’air ambiant et l’air soufflé de 10 K) :

P = q x c x δT

Où :

P : puissance dissipée dans l’ambiance (W)
q : débit d’air insufflé (m³/h)
c : chaleur spécifique de l’air (0,34 Wh/m³x°C)
δT : différence de température entre l’air ambiant et l’air soufflé (°C)

d’où,

	P		23 470
q =	______	=	________	=	6 904 m³/h
	c x dT		0,34 x 10

En plus des 1 400 m³/h (2 x 700) à extraire à l’entrée de la machine,
et des 5 000 m³/h (2 x 2 500) à extraire à la sortie de la machine.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Mesurer le débit d’air

La mesure du débit d’air

La mesure des débits d’air d’un système de ventilation est nécessaire pour effectuer un réglage optimal, pour vérifier le fonctionnement réel et la conformité des débits de l’installation et finalement pour repérer des erreurs d’installation ou des fuites.

La mesure du débit (q) consiste en fait en une mesure de la vitesse de l’air (v) que l’on multiplie ensuite par la section de passage (S) :

q = v x S

Où mesurer le débit d’air

La norme NBN EN 12599 (Ventilation des bâtiments – Procédures d’essai et méthodes de mesure pour la réception des installations de ventilation et de climatisation installée) décrit quatre méthodes de mesure de débits d’air :

au niveau des bouches d’air;
sur la section droite d’un conduit;
avec dispositif d’étranglement;
et sur la section droite d’une chambre ou d’un dispositif.

Elle recommande la mesure en conduit si une section est accessible et appropriée.

Au niveau de la bouche d’air

Pour mesurer la vitesse de l’air au droit d’une bouche, il faut tenir compte de ses caractéristiques : son ouverture, la direction et la répartition du flux vont influencer la forme de l’écoulement à la sortie de celle-ci. Sur les bouches d’extraction, les flux d’air ne sont pas homogènes, ce qui ne permet pas de déterminer une vitesse moyenne par balayage. Pour obtenir des mesures cohérentes et reproductibles, il est préférable de :

envelopper la bouche d’extraction d’un cône canalisant les veines d’air vers l’appareil de mesure;
centrer correctement le cône de l’appareil sur la bouche;
ouvrir la bouche de manière raisonnable;
avoir installé des bouches accessibles et facilement mesurables.

Au niveau d’une bouche d’air, la mesure des débits pourra se faire grâce à un anémomètre à hélice, un débimètre à compensation ou encore grâce à la méthode du sac. Les petites sondes avec cône sont également possibles mais sont moins recommandées car la prise de mesure est plus difficile et le pourcentage d’erreur augmente.

Une technique particulière permettant également de mesurer le débit d’air au niveau d’une bouche consiste à placer un conduit supplémentaire de minimum un mètre et de petit diamètre entre la fin du réseau et la bouche sans modifier son réglage et à effectuer la mesure à environ 80 cm de la bouche initiale de la même manière que sur la section droite d’un conduit. Lors d’une telle mesure, il convient tout particulièrement de maitriser les fuites de l’assemblage.

Mesure de débit dans une gaine et au droit d’une bouche.

Sur la section droite d’un conduit

La mesure de débit dans un conduit doit quant à elle être réalisée sur une section droite suffisamment longue (plus de 10 fois le diamètre en amont de la mesure et 3 fois en aval) pour éviter les turbulences. Elle est réalisée à l’aide d’une petite sonde (anémomètre à hélice de petite taille, anémomètre à fil chaud ou tube de Pitot).

Comme au niveau d’une bouche d’aspiration ou de soufflage, la vitesse n’est pas uniformément répartie sur toute la section de passage dans un conduit (frottement sur les parois, turbulences, …). Mais pour des conduits de diamètres inférieurs à 16 mm une seule mesure suffit en son centre. On utilise alors un facteur de correction pour rendre compte du profil des vitesses. Par contre, si le conduit est de plus grande dimension, il faut procéder à une série de mesures en balayant uniformément la sonde de mesure sur toute la section et procéder à une moyenne arithmétique des mesures pour estimer le débit passant. On préférera dès lors un appareil muni d’un dispositif intégrateur qui réalise la moyenne enregistrée sur 15 ou 30 secondes. Dans les deux cas, il convient de :

effectuer le(s) trou(s) sans bavures ;
maintenir fermement la sonde et correctement orientée dans l’axe et le bon sens du flux ;
rendre accessible le conduit, ce qui n’est pas toujours possible ;
faire attention aux fuites d’air ;
reboucher correctement le(s) trou(s) après la mesure.

Finalement, il ne faut pas perdre de vue que si une partie de l’air est recyclé, le débit mesuré n’est pas le débit d’air neuf. Il faut en effet connaître le taux de recyclage pour pouvoir l’évaluer.

Avec un dispositif déprimogène

L’installation de ventilation complète contient souvent des dispositifs particuliers qui entrainent une différence de pression : diaphragme, clapet, échangeur de chaleur, atténuateurs acoustiques, bouches d’air, filtre, etc. Normalement, ces dispositifs sont étalonnés et leurs données sont connues. Les pertes de charges associées aux dispositifs permettent alors de calculer le débit d’air si une relation claire existe et que les conditions correspondent à l’étalonnage de l’appareil. La différence de pression avant/après le dispositif déprimogène est mesurée grâce à un manomètre.

Recommandations générales

Outre les recommandations particulières suivant l’endroit de la prise de mesure, le CSTC dans son étude OPTIVENT donne en plus plusieurs conseils généraux afin de favoriser la mesure et d’en diminuer l’erreur :

faire étalonner les instruments de mesure régulièrement auprès du fabricant ou d’un laboratoire spécialisé.
protéger les appareils contre les chocs et la poussière notamment.
effectuer la mesure dans une position confortable.
maintenir fermement et sans bouger l’appareil lors de la mesure afin de garder l’appareil dans les mêmes conditions durant 5 à 10 secondes le temps que le flux se stabilise.
assurer le contact parfait entre la paroi et l’appareil ou le cône dans le cas d’une mesure au niveau d’une bouche d’air.
prendre plusieurs mesures successives.

De même, en préparation à la mesure, il conseille de :

avoir placé et fermer l’ensemble des portes et fenêtres extérieures.
fermer la ou les portes intérieures du local où se prend la mesure.
ouvrir totalement les bouches d’alimentation ou d’extraction naturelles.
tester en premier lieu le système en position nominale et bloquer les éventuels clapets régit par une ventilation à la demande en position nominale.
remplacer éventuellement le ou les filtres par des neufs
arrêter les autres systèmes qui entrainent une ventilation du local (appareils de combustion, hottes de cuisine, séchoirs, …).
éviter d’effectuer les mesures lors de conditions climatiques extrêmes (par exemple, les périodes de grands vents).

L’étude OPTIVENT à notamment permis d’étudier la justesse de mesure de divers dispositifs dans une application résidentielle et de les classer en méthode fiable (V) ou moins fiable (X) en fonction des conditions de mesure :

Méthode de mesure	Évacuation		Alimentation			Prix indicatif HTVA	Facilité d’utilisation
Méthode de mesure	Bouche suffisamment ouverte et instrument centré ou non	Bouche très fermée	Bouche à flux symétrique, suffisamment ouverte et instrument centré	Bouche à flux symétrique et instrument non centré	Bouche à flux asymétrique ou latéral ou bouche très fermée	Prix indicatif HTVA	Facilité d’utilisation
Mesure au niveau de la bouche d’air
Compensation avec grille	V	V	V	V	V	2 500-3 000	Facile et rapide
Compensation sans grille	V	X	V	V	X	2 500-3 000	Facile et rapide
Anémomètre avec cône	V	X	V	X	X	< 1 000	Facile et rapide
Petite sonde avec cône	X	X	X	X	X	< 1 000	Moins facile
Petite sonde en conduit	V	V	V	Sans objet	< 1 000	Moins pratique et calcul requis
Mesure dans la section droite d’un conduit
Petite sonde en conduit	V	V	V	sans objet	V	< 1 000	Réseau apparent nécessaire et calcul requis
V = méthode fiable X = méthode moins fiable

Source : Centre Scientifique et Technique de la Construction.

Tube de Pitot

C’est le système de mesure le plus utilisé. Il constitue la mesure la plus précise pour les vitesses d’air supérieures à 2,5 à 3 m/s.

Il permet de mesurer la vitesse de l’air par la mesure d’une différence de pression. En effet, la pression dynamique p_d, est fonction de la vitesse de l’air v (p_d= 0,5 ρv², ρ = .. 1,2 .. kg/m³) et est égale à la différence entre la pression totale et la pression statique. Le tube est donc raccordé à un manomètre soit à liquide, soit digital.

Pour ne pas perturber la mesure, il faut être attentif à rester aligné avec le flux d’air (10° d’écart maximum).

Lors de la mesure au droit d’une bouche, la présence d’un cône peut être évitée si on glisse le tube entre les lames de la grille et que l’on effectue plusieurs mesures entre les différentes lames. De préférence, les lames de la grille doivent être placées en position droite.

Mesure dans une gaine et mesure à la sortie d’une bouche.

Anémomètre à hélice

Sondes d’anémomètre à hélice et à fil chaud.

Mesure de débit d’une bouche avec un anémomètre à hélice.

Il existe des anémomètres à hélice de toutes tailles de 15 à 200 mm de diamètre, les petits diamètres permettant les mesures dans les gaines et les grands à la sortie des bouches. Plusieurs possibilités existent : l’hélice peut faire corps ou non avec l’appareil de mesure, avec un cône ou encore être portée au bout d’une tige, ce qui permet des mesures à distance :

Hélice sans cône : pour faire une mesure globale au refoulement d’une bouche de très petite dimension, l’anémomètre à hélice doit être installé dans un convergent-divergent (cône). Les mesures sans cônes sont très peu fiables dans le cas de petites bouches et dans tous les cas, pour plus de justesse de la mesure, on préférera une mesure en conduit si l’utilisation du cône n’est pas possible.
Petite hélice (10 à 20 mm) avec cône : la mesure au centre du cône n’est souvent pas la meilleure pour caractériser le débit d’air de la bouche. Les erreurs de mesures obtenues sont généralement importante (jusqu’à 60%).
Petite hélice (10 à 20 mm) en conduit : la mesure en conduit est a préférée aux autres méthodes avec hélice. Elle est beaucoup plus fiable. Toutefois, elle nécessite d’avoir accès au conduit ce qui est rarement le cas ou de rajouter un bout de conduit entre la fin du réseau et la bouche pour pouvoir effectuer la mesure. Il convient également de faire attention aux éventuelles fuites. La mesure dans un conduit supplémentaire n’est pas fiable pour des vitesses supérieures à 90 m³/h, il occasionne alors une trop grande perte de pression ce qui réduit significativement le débit réel.
Grande hélice (environ 10cm) avec cône : c’est la méthode la plus répandues pour les petites bouches d’air mais pour donner une mesure fiable, il est nécessaire de respecter certaines recommandations pour les mesures sur bouches. En outre, elle est à proscrire lorsque la bouche est très fermée (>3/4 de sa plage de réglage) ou, en alimentation, si le flux est asymétrique ou latéral. Dans tous les cas, plus le cône sera grand et bien centré sur la bouche, plus la mesure sera fiable. Il existe depuis peu un dispositif (court tronçon cylindrique) que l’on ajoute à l’anémomètre et au cône et qui permet de stabiliser le flux ce qui permet d’améliorer les mesures. Comme dans le conduit supplémentaire, la mesure n’est plus fiable pour des vitesses supérieures à 90 m³/h pour les mêmes raisons.

Pour obtenir une mesure précise, l’anémomètre à hélice doit être étalonné régulièrement, les transports, les manipulations, l’exposition à des ambiances plus ou moins polluées pouvant altérer la vitesse de rotation de l’hélice. De plus, l’axe de l’hélice doit être maintenu parallèlement à l’axe de l’écoulement (10° d’écart maximum). L’utilisation de l’anémomètre à hélice est valable pour des vitesses d’air supérieur à 1 m/s.

Anémomètre à fil chaud

Le principe du fil chaud consiste à mesurer la puissance nécessaire au maintien en température du fil qui dépend de la vitesse de l’air. La mesure est souvent combinée à une mesure de température. Ces appareils sont peu sensibles aux chocs mais les poussières peuvent altérer les conditions de refroidissement du fil. Les anémomètres à fil chaud, contrairement aux hélices, permettent de mesurer de très faibles vitesses entre 0.2 et 3 m/s. Comme pour les hélices de petites dimensions, la mesure en conduit est a préférée à l’utilisation d’un cône et une mesure à la bouche d’air.

Débitmètre à compensation

Un débitmètre à compensation est un appareil équipé d’un ventilateur permettant de compenser ses pertes de charge propres et ainsi de ne pas perturber le débit mesuré. Il en existe deux sortes suivant le dispositif de stabilisation du flux. Soit le flux est stabilisé (rapidement) grâce à une grille, soit le flux est stabilisé (lentement) grâce à un long cône et des diffuseurs. La compensation de pression seule ne suffit pas, il faut que le flux soit stabilisé correctement pour augmenter la fiabilité de la mesure. Donc, dans de bonnes conditions de mesures, il est fiable et facile d’utilisation puisqu’il s’adapte à tous types de bouches. Toutefois, il est peu pratique du à son encombrement et son poids, si la bouche n’est pas facilement accessible, et étant donné son coût, il ne se justifie que pour des mesures très fréquentes. Il est à noter que de nouvelles versions sont en développement mais qui n’ont pas encore été testées.

Manomètre

On peut estimer le débit traversant un composant du système de ventilation (filtre, échangeur de chaleur, diaphragme, clapet, etc.) équipé d’une mesure de pression différentielle en connaissant les caractéristiques de l’élément utilisé. Dans leur catalogue, les fabricants indiquent pour chaque élément la perte de charge initiale et le débit pour lequel cette perte de charge est calculée.

Si on dispose d’une mesure de pression différentielle au droit du dispositif, par exemple nécessaire pour optimaliser sa durée de vie, on connaît immédiatement le débit traversant :

débit_réel= (Δp_mesuré/ Δp_catalogue) ^0,5x débit_catalogue

Pour les filtres à poches, ces valeurs sont parfois données pour une poche. Il faut alors multiplier par le nombre de poches pour obtenir le débit total.

Méthode du sac

La mesure d’un débit d’air au niveau d’une bouche d’air grâce à la méthode du sac est moins courante. Elle consiste à fixer sur un cadre autour de la bouche un sac en plastique de mesure enroulé. On mesure alors le temps nécessaire pour amener le sac à une certaine surpression. Si l’étalonnage du volume du sac est correct et qu’il a été correctement fixé (sans fuite), on obtient une bonne estimation du débit en divisant le volume en m³ du sac par le temps de remplissage mesuré en secondes. La mesure d’un débit d’air au niveau d’une bouche d’air grâce à la méthode du sac est moins courante.

Gaz traceurs

Il faut noter que la mesure du débit d’une entrée d’air naturelle n’est pas possible avec un anémomètre étant donné la faible vitesse de l’air au droit de celle-ci. On peut dans ce cas avoir recours à la technique des gaz traceurs pour estimer le débit de ventilation.

Il existe plusieurs méthodes de mesure par gaz traceur

La première consiste à injecter (au temps t₀) dans un local une dose donnée de gaz, donnant lieu à une concentration (C₀) de gaz dans l’ambiance. La concentration de gaz (C₁) diminue ensuite en fonction de l’apport d’air neuf dans le local. Elle est alors mesurée à plusieurs instants successifs (au temps t₁), à plusieurs endroits dans la pièce. La vitesse de décroissance de la concentration en gaz traceur est une mesure du taux de renouvellement d’air β :

β [h ^– 1] = ln (C₀– C₁) / (t₀– t₁)

La deuxième méthode consiste à injecter en permanence un gaz traceur pour maintenir, dans le local, une concentration (C) de gaz constante. L’injection est donc commandée par un régulateur et la sonde de mesure. Le débit d’air neuf (q) du local est donc proportionnel au débit de gaz injecté (q_g) :

q [m³ / h] = q_g/ C

La troisième méthode donne de très bons résultats et est peu onéreuse. Elle consiste à injecter un gaz traceur (composé organique cyclique perfluoré) au moyen d’une cellule à effusion, c’est-à-dire une petite capsule remplie de gaz liquide et fermée par un bouchon de caoutchouc perméable au gaz. Un très faible flux de traceur est ainsi diffusé dans la zone à analyser. En un autre endroit de cette zone, une cellule contenant du charbon actif adsorbe le gaz émis. Plus le taux de renouvellement d’air de la zone est faible, plus la concentration en traceur dans l’air et donc dans le charbon actif est élevée. Après une période pouvant aller de quelques heures à quelques semaines, les capsules de charbon actif sont fermées et analysées par un laboratoire. On en déduit le taux de renouvellement d’air moyen de la zone.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Lampes au mercure haute pression

Comment fonctionne une lampe au mercure haute pression ?

La lampe au mercure haute pression fait partie des lampes à décharge. Son principe de fonctionnement est donc identique.

Particularités

L’ampoule contient de la vapeur de mercure et de l’argon.

La lumière est émise exclusivement sous forme de rayons ultraviolets invisibles rendus visibles par les poudres fluorescentes placées sur la face interne de l’ampoule.

La lampe à mercure haute pression dispose d’électrodes auxiliaires servant de démarreur interne. Pour bien fonctionner, elle ne doit donc être équipée que d’un ballast et d’un condensateur.

Caractéristiques générales

La lampe à vapeur de mercure haute pression est aujourd’hui démodée pour plusieurs raisons : son efficacité lumineuse est faible, de même que son indice de rendu des couleurs. De plus, sa durée de vie n’est pas très élevée et elle est défavorable à l’environnement.

Il existe également une lampe au mercure haute pression donnant une lumière plus chaude (3 400 – 3 500 K). Son efficacité lumineuse est légèrement plus élevée.

Cette lampe a été surtout utilisée en éclairage public. Actuellement, elle n’est plus utilisée que pour le remplacement des lampes existantes. À noter qu’il existe des lampes à vapeur de sodium haute pression compatibles avec certains équipements de lampes à vapeur de mercure haute pression et directement interchangeables.

Dans la plupart des cas, les lampes à vapeur de mercure sont couplées avec des ballasts électromagnétiques.

Données	Pour connaitre les caractéristiques des lampes au mercure haute pression.
Données	Pour consulter un récapitulatif des caractéristiques des différents types de lampe.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Prescriptions relatives à l’éclairage dans les halls de sport

Dans une salle de sport, un bon éclairage devra permettre aux joueurs

de percevoir les mouvements (des balles par exemple),
de se situer par rapport aux marquages au sol,
de localiser les autres joueurs et l’équipement sportif (paniers, cages de but).

L’éclairement recommandé par les normes est proportionnel à la vitesse de l’action. Un sport pratiqué comme loisir demande donc un éclairement plus faible qu’un sport pratiqué en compétition. Le type de sports en salle ainsi que leurs niveaux de pratique déterminent le niveau d’éclairement recommandé.

On notera aussi que pour la plupart des sports, l’éclairement vertical est aussi important que l’éclairement horizontal au sol.
La norme NBN EN 12193 établit une nomenclature dans laquelle on retrouve les paramètres suivants :

le niveau d’éclairement horizontal moyen Eav,
l’uniformité entre l’éclairement minimum et Eav (définie comme Emin / Eav),
l’indice du rendu des couleurs des lampes Ra.

Niveau de pratique des sports

Les classes d’éclairage sont définies comme suit :

Classe I : salles de sport prévues pour accueillir des compétitions internationales et nationales. Elles sont liées, en général, à un grand nombre de spectateurs et à des distances visuelles élevées. On peut aussi associer à cette classe les entraînements de grande performance.

Classe II : salles de compétition moyenne (nombre moyen de spectateurs et distances visuelles moyennes).

Classe III : salles de compétition simple ou amateur (faible nombre de spectateurs et distances visuelles courtes).

Exigences minimales

N.B. : Les niveaux d’exigences devront correspondre aux niveaux du sport le plus exigeant pratiqué.

Exigences minimales pour l’éclairage des salles de sport	Classe d’éclairage I			Classe d’éclairage II			Classe d’éclairage III
Exigences minimales pour l’éclairage des salles de sport	Éclairement Eav (lux)	Uniformité Emin/Eav	Rendu des couleurs Ra	Éclairement Eav (lux)	Uniformité Emin/Eav	Rendu des couleurs Ra	Éclairement Eav (lux)	Uniformité Emin/Eav	Rendu des couleurs Ra
Badminton Escrime Hockey Squash Tennis de table	750	0.7	60	500	0.7	60	300	0.7	20
Basket Football en salle Handball Judo, Karaté Sport scolaire Volley-ball	750	0.7	60	500	0.7	60	200	0.5	20
Danse Escalade Gymnastique	500	0.7	60	300	0.6	60	200	0.5	20
Tennis	750	0.7	60	500	0.7	60	300	0.5	20
Tir à l’arc	200	0.5	60	200	0.5	60	200	0.5	60

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Domaines d’application de la pompe à chaleur

Le chauffage des locaux

Un nouvel essor dans le secteur domestique

En construction domestique neuve (avec une bonne isolation), le chauffage par pompe à chaleur (PAC) connaît un regain d’intérêt.

Les pompes à chaleur Air/Eau domestiques (puissance calorifique nominale entre 1 et 19 kW environ) sont proposées par différents fournisseurs et sont de plus en plus éprouvées. En Europe, le marché des PAC suit une croissance continuelle. Les régions phares sont la Suède (333 000 unités en 2000), l’Allemagne (63 000 unités), la Suisse (61 000 unités) et l’Autriche (33 000 unités). La part de marché de la PAC en construction neuve atteint 95 % en Suède. L’origine hydraulique de l’électricité n’y est sans doute pas pour rien…

Statistiques du marché des pompes à chaleur tous modèles confondus entre 2005 et 2009 dans quelques pays européens.

Source : EHPA Outlook 2009, Heat Pump Statistics.

La petite PAC de chauffage domestique est disponible de série. Par exemple, pour une maison familiale très isolée dont les besoins thermiques maximums se montent à 8 kW, une PAC compacte de 4 kW de puissance thermique (1.3 kW au compresseur) fonctionnant en mode bivalent peut couvrir près de 70 % des besoins de chauffage annuel.

Ce genre d’appareil se branche sur les réseaux de distribution de chaleur comme les chaudières classiques. Le but des fournisseurs est d’offrir aux acheteurs et aux installateurs une pompe à chaleur qui soit pour eux aussi simple d’utilisation que n’importe quel autre générateur de chaleur.

Fonctionnant en général avec l’air extérieur comme source froide, ces modèles sont universels et demandent des frais d’installation relativement limités (conduites d’amenée d’air,…). Ils peuvent donc être adaptés à des réseaux de distribution existants lors du remplacement d’une chaudière.

Par rapport à un chauffage traditionnel, le bilan en énergie primaire est relativement neutre.

Deux éléments peuvent jouer en faveur de la pompe à chaleur : un environnement particulièrement propice (source) ou un domaine d’application pour lequel elle serait particulièrement performante :

Il est clair que s’il y a présence d’une source froide de qualité (nappe phréatique, rivière, grande étendue ensoleillée), cette technique devrait tout particulièrement inciter les concepteurs et maîtres d’ouvrages à réaliser des études de rentabilité.

L’investissement élevé se justifie parfois parce que les PAC sont des outils capables de faire du chaud et du froid. Même si c’est un constat d’échec pour la conception architecturale du bâtiment domestique qui dans nos régions doit pouvoir se passer de climatisation, c’est effectivement un moyen pour corriger le défaut et combattre les surchauffes.

Les lieux d’hébergement collectifs

La solution type, rencontrée par exemple pour les immeubles d’appartements jusqu’à une cinquantaine de logements, est la pompe à chaleur Air/Eau, avec appoint électrique centralisé et distribution par chauffage par le sol. Bien que la pompe à chaleur puisse fonctionner avec les niveaux d’isolation courants, un renforcement de cette isolation est conseillé pour limiter la température de l’eau de chauffage et améliorer ainsi les performances de l’installation. Cette PAC assure une température de base avec des charges de chauffage faibles et laisse à chaque utilisateur le soin de régler sa température de confort via des chauffages d’appoint décentralisés (convecteurs dans les appartements) de faible puissance.

On détecte 3 points faibles à cette installation

Le chauffage par le sol de nuit, qui ne permet pas une régulation valable (il est possible que le soleil apparaisse le lendemain et que l’accumulation de chaleur de nuit consentie était inutile),

Le complément électrique centralisé qui se fait avec un COP de 1 et qui donc détruit partiellement la performance de la PAC,

Les compléments électriques décentralisés qui sont fournis au courant de jour, dont au prix fort.

La pompe à chaleur, pour dégager une économie, devra couvrir plus de la moitié de l’écart de température de base (écart entre la température de confort et la température de dimensionnement). Autrement dit, pour une température intérieure désirée de 20 °C et une température de base de – 10 °C en Belgique, la PAC doit pouvoir fournir seule la chaleur nécessaire jusqu’à une température extérieure de 5 °C pour être rentable.

Il faut éviter de surdimensionner la PAC pour ne pas multiplier les courts cycles et faire face à une usure accélérée du matériel.

Les PAC Air/Eau avec chauffage par le sol peuvent être réversibles et assurer un rafraîchissement (gain de 3 à 5 K). Il ne s’agit pas d’un système de climatisation à proprement parler, mais d’un apport de confort. La température de l’eau dans les planchers rafraîchissants ne descend pas sous 18 °C (température au sol de 20 à 22 °C), même si la charge à absorber en demanderait davantage. Le seul surcoût d’investissement est un système de régulation un peu plus complexe.

A nouveau le choix de la source de chaleur est très important. Ainsi, lorsqu’une nappe phréatique est présente, l’avantage sera donné aux PAC Eau/Eau qui ont une meilleure performance et sont moins limitées en puissance. Les ensembles de logements pouvant assumer des investissements financiers plus importants que les particuliers, ils peuvent également envisager des PAC Sol/Eau avec forage de grande profondeur pour obtenir une plus grande puissance.

Chauffage et refroidissement d’un ou plusieurs locaux par système split

L’installation d’un système split consiste généralement en une simple pompe à chaleur Air/Air,

dont l’évaporateur est placé à l’extérieur,

et dont le condenseur est soit dans un local technique où il est relié à un réseau de distribution, soit directement dans le local à chauffer, par exemple dans un ventilo-convecteur.

Structure type d’un système split.

Le transfert de chaleur entre l’intérieur et l’extérieur se fait par le fluide frigorigène qui traverse la peau du bâtiment dans des canalisations calorifugées.

Exemple de produit : Un fournisseur offre une gamme d’installations dont la puissance va de 1 à 8 kW. La distance autorisée entre le condenseur et l’évaporateur est de 15-20 mètres avec des dénivellations d’une dizaine de mètres. Les prix vont de 1 600 à 4 000 €.

Les systèmes split installés directement dans les locaux ont l’avantage de la souplesse d’installation : un simple réseau bitube est suffisant pour le transport du fluide frigorigène, on évite les intermédiaires puisque la PAC chauffe directement l’air du local, il ne faut pas d’accumulateur ni de régulation complexe d’un réseau hydraulique, … en contrepartie, ils présentent un plus grand risque de fuite de fluide frigorigène.

Réversible, la PAC peut aussi constituer une source de rafraîchissement pour l’ambiance.

Lorsque l’on multiplie le nombre d’échangeurs de chaleur, on parle de système multi-split. Les différents échangeurs intérieurs, par exemple un par local, sont alors tous reliés à un (ou plusieurs) échangeurs de chaleur extérieur. Différentes « boucles » sont donc « juxtaposées » avec comme seule interconnexion la ou les unités extérieures.

Un condenseur commun et plusieurs unités intérieures = multi-split.

Exemple de produit multi-split :

Un fournisseur propose une gamme standard d’installations multi-split complètes dont l’unité extérieure a une puissance frigorifique maximale allant de 1 à 11,5 kW et une puissance calorifique maximale de 0,9 à 17,2 kW, pour des débits d’air d’environ 2 100 m³/h. La longueur maximale de tuyauterie autorisée va de 35 à 70 mètres au total selon l’unité extérieure choisie dans la gamme. Le branchement de plus de 4 unités intérieures par unité extérieure n’est pas possible. Les unités intérieures peuvent être murales, en consoles, gainables ou en cassette 2 ou 4 voies. Leur puissance frigorifique varie entre 1 et 4,5 kW et leur puissance calorifique entre 1,1 et 6,4 kW. Chaque unité intérieure accepte une longueur de tuyauterie de 25 m. Le prix des groupes de condensation (unité extérieure) est entre 2 285 et 4 150 €, celui des unités intérieures de 585 à 2 235 € pièce.

Climatisation

Pour plus d’informations sur le choix des systèmes splits.

Chauffage et refroidissement des locaux par système à Débit de Réfrigérant Variable

Parmi les systèmes multi-split, un système permet une économie d’énergie en réalisant le transfert de chaleur entre les zones aperditives et déperditives d’un même bâtiment : il s’agit des installations à « Débit de Réfrigérant Variable (DRV) ».

Attention : tous les systèmes DRV ne disposent pas de cette possibilité. Il faut que chaque unité intérieure puisse travailler aussi bien en froid (= évaporateur) qu’en chaud (= condenseur) et que le système organise le transfert de l’un vers l’autre. Cette version de DRV est d’ailleurs 40 % plus chère que la version qui ne peut faire que du chaud ou que du froid, alternativement.

Cette variante, dite « à récupération d’énergie », est particulièrement intéressante si l’on prévoit des apports internes élevés durant l’hiver : salle informatique, locaux intérieurs, … La chaleur extraite pourra être restituée vers les locaux demandeurs en façade. Elle peut être intéressante également en mi-saison (façades d’orientation différentes).

Ce potentiel augmente également si, au lieu de prendre une structure classique rectangulaire (bureaux en façade et couloir central), une structure carrée avec beaucoup de locaux internes est décidée, ou si des étages enterrés en sous-sol sont programmés.

Climatisation

Pour plus d’informations sur le choix des systèmes à DRV.

Chauffage et refroidissement des locaux par ventilo-convecteurs réversibles 2 tubes/2 fils

Une pompe à chaleur Air/Eau réversible, souvent placée en toiture, alimente en chaud ou en froid le circuit hydraulique du bâtiment, jouant le rôle de chauffage central et de groupe de froid. Le circuit de distribution est constitué de 2 canalisations calorifugées véhiculant l’eau glacée et l’eau chaude. Des ventilo-convecteurs réversibles 2 tubes/ 2 fils émettent l’action calorifique vers l’air des locaux, en apportant si nécessaire un appoint de chaleur électrique direct lorsque les conditions de fonctionnement des locaux sont trop différentes. L’air neuf est apporté et traité par un réseau indépendant.

La régulation de la PAC et le « change over » (basculement du mode chaud au mode froid) sont basés sur la température extérieure. Il est indispensable de prévoir une plage neutre importante entre les températures de basculement pour éviter des alternances trop fréquentes. En effet, le basculement génère une destruction d’énergie importante : l’ensemble de l’eau contenue dans le circuit hydraulique passe d’eau glacée (8 °C) à eau de chauffage (35 °C) ou l’inverse. Idéalement, il y a deux basculements par jour en mi-saison : de chaud en froid dans la journée, et de froid en chaud la nuit.

Avantages

Économie d’investissement puisque d’une part il s’agit d’un réseau 2 tubes et pas 4, et d’autre part une seule machine fournit l’eau chaude et l’eau glacée au départ d’une seule source d’énergie, ce qui simplifie l’installation.

Souplesse du système. La PAC peut être remplacée par une chaudière classique et une machine frigorifique sans apporter de modifications importantes au réseau de distribution. L’inverse est tout aussi vrai et cette solution est donc à envisager lors de la rénovation des systèmes de traitement d’air par ventilo-convecteurs.

Les ventilo-convecteurs 2 tubes/ 2 fils permettent une régulation adaptée à chaque local. Il s’agit donc d’une souplesse supplémentaire par rapport aux appoints centralisés.

Désavantages

L’utilisation des résistances électriques d’appoint des ventilo-convecteurs se fait au tarif de jour est donc onéreuse. Une bonne régulation de la température de l’eau dès la sortie de la PAC est très importante pour réduire ces coûts. Pour des raisons de confort, il est d’ailleurs plus fréquent, en Belgique, d’installer des réseaux 4 tubes. Mais dans ce cas, le fonctionnement ne peut se faire avec une seule machine réversible.

L’installation ne fournit pas d’air neuf. Il faut donc l’accompagner par une centrale de traitement d’air et un réseau de distribution pour l’alimentation en air hygiénique. La centrale de traitement d’air peut disposer d’un récupérateur d’énergie sur l’air extrait et être alimentée en chaleur par la PAC.

Généralement, les systèmes réversibles amènent à un surdimensionnement de la puissance de chauffage pour pouvoir assurer la charge frigorifique. Or, il est intéressant d’économiser l’énergie électrique durant les périodes de chauffe (tarifs pleins). Une économie possible consiste à détourner le circuit de retour des ventilo-convecteurs vers un échangeur à plaque afin de préchauffer l’eau chaude sanitaire. Ce détour limite le surdimensionnement et permet une économie de près de 50 % sur la production d’ECS (campagne de mesure réalisée en France dans l’hôtellerie).

Chauffage et refroidissement des locaux par pompes à chaleur sur boucle d’eau

Description du principe

La technologie des PAC sur boucle d’eau s’établit autour des trois composantes du système :

les PAC ou climatiseurs réversibles (Eau/Air) assurent le chauffage ou le refroidissement des locaux suivant les besoins thermiques de ceux-ci,

la boucle d’eau, circuit d’eau fermé raccordé aux climatiseurs réversibles et aux échangeurs de chaleur, assure la circulation d’énergie thermique dans le bâtiment,

une chaudière et une tour de refroidissement assurent le maintien en température de la boucle d’eau en apportant ou en évacuant les calories suivant le bilan thermique global du bâtiment.

La boucle d’eau assure ainsi le transport d’énergie entre l’ensemble des locaux et le transfert de chaleur des zones aperditives du bâtiment (zones internes, salles de réunion, locaux informatiques, locaux sur façade ensoleillée) vers les zones déperditives (locaux périphériques, locaux sur façades à l’ombre).

Elle permet donc d’effectuer en permanence le calcul simultané des besoins thermiques globaux du bâtiment et, en contrôlant sa température, de puiser ou de rejeter, sur l’extérieur, l’énergie nécessaire à l’équilibre thermique de l’immeuble.

Consommation

Comme tout système avec échangeur direct (l’air du local passe directement dans l’évaporateur), la très basse température de l’échangeur génère un supplément de consommation non négligeable lié à la déshumidification de l’air ambiant (à ce titre, le ventilo-convecteur dont l’échangeur est dimensionné sur base d’un régime 12 °C – 17 °C est nettement plus performant).

L’évacuation des condensats est d’ailleurs un point délicat. Si elle ne peut être gravitaire, elle est confiée à une pompe de relevage intégrée dans l’appareil. Généralement, les pompes prévues par le constructeur sont moins bruyantes que celles ajoutées sur place par l’installateur. Autant donc le prévoir dès la sélection de la machine.

Régulation

Au niveau des pompes à chaleur, une zone neutre de 2 à 3 °C doit être prévue dans la consigne entre chauffage et refroidissement.

Un commutateur manuel peut permettre à l’utilisateur de sélectionner la vitesse de rotation du ventilateur (et donc le niveau de bruit qu’il accepte de subir !)

Mais c’est au niveau de la boucle que la régulation doit être la mieux étudiée pour optimaliser la performance énergétique. Plusieurs scénarii sont possibles. Par exemple, on peut laisser flotter la température entre 18 et 32 °C (autrement dit, la chaudière s’enclenche sous les 18 °C et la tour s’enclenche au-dessus des 32 °C). La récupération de chaleur entre locaux demande d’ailleurs un large différentiel, mais il ne faut pas pour autant pénaliser le COP des machines ! En plein hiver et en plein été, il faudra étudier quelle est la température qui optimalise au mieux l’ensemble.

Ainsi, si on diminue l’écart entre ces 2 seuils d’enclenchement, le COP des pompes à chaleur sera amélioré, mais la consommation énergétique au niveau central sera accrue.

Exemple.

Dans la galerie commerciale, il est possible que les locaux doivent être réchauffés le matin (relance après la nuit) et refroidis l’après-midi suite à l’éclairage et à l’occupation. Idéalement, c’est alors l’inertie de la boucle qui devrait jouer, inertie renforcée par un ballon de stockage placé en série sur la boucle.

Durant l’après-midi, les machines frigorifiques chargent la boucle et son stockage. Le lendemain, en fin de nuit (pour profiter du tarif de nuit plus avantageux), les locaux sont remis en température avant l’arrivée des occupants… et le stockage est déchargé, sans consommation de la tour.

À noter : pour réduire l’encombrement du ballon de stockage, on peut envisager de le remplir avec des nodules eutectiques dont la température de solidification se situe dans la zone neutre de fonctionnement de la boucle.

Si un de nos lecteurs dispose d’une installation de ce type dans son bâtiment, nous serions heureux de participer à la mise au point de la régulation de ce système et de pouvoir en transcrire ici les résultats, en vue d’une prochaine version d’Énergie⁺ ! Notre adresse électronique est la suivante : energieplus@uclouvain.be.

Domaine d’application

D’une manière générale, ce système est adapté aux bâtiments dont on prévoit que les charges thermiques seront en opposition (façades d’orientation différentes). On pense tout particulièrement aux bâtiments ayant des salles aveugles avec fort taux d’éclairage, forte occupation, … et à la fois des locaux en façade Nord avec fortes déperditions (fort taux de vitrage).

Il permet une régulation individualisée. Il permet une sensibilisation de l’utilisateur final puisque la consommation propre des PAC installées dans ses locaux peut lui être facturée.

Mais il ne contrôle pas l’hygrométrie de l’air du local. La nuisance acoustique est parfois importante. Et l’utilisation d’énergie électrique aux heures pleines reste coûteuse.

De plus, aujourd’hui il entre en concurrence avec le système à « Débit de Réfrigérant Variable », (qui lui même dans une de ses variantes peut aussi comporter une boucle d’eau reliant les différentes unités extérieures).

Ce système est fréquemment utilisé dans les centres commerciaux. Chaque local est livré nu de tout équipement, sinon de la présence de la boucle et de raccordements en attente. Le commerçant investit dans une ou plusieurs machines réversibles et « pompe » le chaud ou le froid qu’il souhaite sur la boucle. On peut facilement mesurer la part individuelle de la consommation de chaque appareil dans le bilan total.

Étude de cas

Dans une galerie commerciale de Liège, un très gros circulateur à vitesse variable avait été mis sur la boucle d’eau. Sa régulation se faisait classiquement en fonction de la pression d’eau du réseau. Or les échangeurs des pompes à chaleur sont toujours alimentés à débit constant pour éviter le gel des évaporateurs. Donc l’eau tournait à grande vitesse et le Delta T° sur la boucle était seulement de 2 K, départ-retour.

Il a été imaginé de moduler la vitesse de rotation du circulateur en fonction du maintien d’un Delta T° de 6 K. Ainsi, si la demande augmente, le delta de T° augmente et la vitesse est adaptée. La température est maîtrisée et le gel est impossible.

Une chute drastique de la consommation électrique en a résulté.

Avantages du système

Régulation de température individualisée.
Conception simple, relativement facile à mettre en œuvre.
Système intéressant du point de vue énergétique en intersaison ou plus exactement lorsque les charges dans les différents locaux sont opposées et que la boucle est proche de l’équilibre thermique.
Les PAC sont relativement fiables à condition de respecter les débits d’air et d’eau.
Extension facile de l’installation.
Facilité d’installation, de démontage et de réemploi des PAC suivant l’occupation des locaux ou des réparations.
Sensibilisation de l’utilisateur final aux économies, car il supporte directement les frais électriques liés au fonctionnement des PAC installées dans ses locaux.
Réduction de la puissance de la production thermique centralisée.

Désavantages

Pas de contrôle de l’hygrométrie de l’air du local.
Problème de niveau sonore : puissance acoustique non négligeable, donc nécessité de traitement spécifique.
Besoin de raccordement des condensats vers l’égout.
Les économies sont relativement modestes. Les PAC consomment essentiellement de l’énergie électrique au qui ne peut être différée en heure creuse.
Le risque de panne ou d’intervention sur la boucle d’eau, sur les dispositifs centralisés, rend le système inquiétant pour les utilisateurs de climatisation critique (locaux informatiques, salles de fabrication…). Cette crainte conduit à séparer ces installations de l’installation principale ou à en dédoubler les équipements en cas de problèmes.

Choix des PAC réversibles

Ces PAC se présentent essentiellement sous trois formes :

Le modèle console en allège, installé contre les murs extérieurs, de préférence sous la fenêtre : il peut être carrossé ou bien intégré dans un habillage de façade ; il doit être installé dans le local à traiter et l’habillage de l’appareil doit faire l’objet d’un renforcement acoustique.

Le modèle plafonnier horizontal, installé généralement en faux plafond : il est conseillé d’installer la PAC à l’extérieur du local à traiter (circulation de bureau par exemple) et d’assurer le raccordement au diffuseur de soufflage par l’intermédiaire de gaines isolées thermiquement et phoniquement.

Le modèle vertical type armoire, installé dans un placard technique : un réseau de gaines de soufflage et éventuellement de reprise, assure la liaison entre la PAC et le local à traiter.

L’installation doit permettre de maintenir un accès aisé à l’appareil pour les opérations d’entretien. Les opérations de maintenance courantes consistent en nettoyage ou remplacement des filtres (opérations pouvant être effectuées par du personnel non qualifié).

Les opérations d’entretien, de réparation ou de remplacement de composant électrique (principalement le moteur du ventilateur de soufflage) sont possibles depuis les panneaux d’accès démontables.

En cas d’intervention sur le circuit frigorifique, il est recommandé de procéder à un échange standard de l’appareil et d’assurer la réparation en atelier.

La sélection doit être faite en fonction des besoins thermiques des locaux et de leur application. Il est souvent préférable de sélectionner un appareil d’une puissance légèrement inférieure aux besoins déterminés pour les conditions les plus défavorables; cela permet une meilleure adaptation de la puissance à la charge thermique moyenne à combattre et allonge les durées des cycles de fonctionnement de l’unité en évitant des inversions de cycle trop fréquentes.

Enfin, un réseau d’évacuation des condensats est à raccorder sur chaque appareil.
On sera attentif à la bonne isolation phonique du compresseur puisqu’il est ici situé dans le local !

Il existe des versions en apparent et des versions destinées à être insérées dans un habillage (en allège ou en faux plafond). S’il peut être placé dans un local technique attenant et relié au local par une gaine, l’installation sera nettement moins bruyante. La maintenance en sera également facilitée.

On veillera tout particulièrement à éviter la transmission des vibrations de l’appareil au bâtiment par l’usage de silentblocs ou de semelles antivibratiles. L’usage de raccordements flexibles est également favorable sur le plan acoustique et facilitera le démontage de l’appareil (prévoir des vannes d’isolement étanches).

Choix de la boucle d’eau

La boucle d’eau doit être un circuit d’eau fermé, préféré à un circuit d’eau ouvert en raison des problèmes d’embouage, d’entartrage et de corrosion. Ce circuit d’eau à température tempérée (15 °C à 35 °C environ) reçoit les composantes suivantes :

Les pompes de circulation prévues, l’une en fonctionnement normal, l’autre en secours, afin d’éviter tout risque de panne totale.

Une filtration de l’eau à réaliser au niveau des pompes de circulation et près des climatiseurs.

Un échangeur d’évacuation des calories, généralement du type échangeur à plaques, équipé d’un by-pass permettant les opérations de nettoyage, raccordé à un réseau d’eau de refroidissement.

Un réchauffeur d’eau équipé d’un by-pass.

Un réseau de distribution en tubes d’acier noir non calorifugé (sauf à l’extérieur); néanmoins la T°C modérée de l’eau permet l’utilisation de tuyauteries en PVC.

Des vannes d’isolement et d’équilibrage du réseau et, notamment, pour chaque raccordement à un climatiseur; ce raccordement sera réalisé en tuyauterie flexible facilitant l’installation, évitant les transmissions de vibrations et simplifiant les opérations de maintenance.

Des accessoires tels que vases d’expansion, vannes de vidange et systèmes de purge d’air (manuel et automatique), ainsi qu’un système d’appoint d’eau.

Choix de l’échangeur « froid »

L’échangeur froid doit permettre l’évacuation des calories excédentaires de la boucle d’eau. Différents systèmes sont utilisés :

Raccordés à la boucle d’eau par l’intermédiaire d’un échangeur à plaques, on trouve fréquemment des tours de refroidissement à circuit ouvert ou un réseau d’eau de pompage dans la nappe phréatique, dans la mer, une rivière, un lac,…

Raccordés directement à la boucle d’eau, on utilise des tours de refroidissement à circuit fermé ou des appareils appelés « dry-cooler ».

Le choix entre ces différents appareils s’établit en fonction de leur existence (eau de mer, nappe phréatique…), des critères dimensionnels (tours de refroidissement ouvertes ou fermées) et des contraintes acoustiques.

Il faut noter que l’utilisation de « dry-cooler » nécessite de relever la température de la boucle d’eau en été à 40 °C environ, ce qui oblige à l’emploi de PAC adaptées.

Choix de l’échangeur « chaud »

Il doit permettre d’apporter les calories nécessaires au maintien en température de la boucle d’eau. Les sources de chaleur pouvant être utilisées sont variées :

chaufferie alimentée au gaz ou au fuel
sous-station de chauffage urbain
PAC Air/Eau sur l’air extérieur

L’utilisation d’un échangeur de transfert d’énergie n’est pas forcément nécessaire lors de l’utilisation de chaufferies ou de sous-stations de chauffage urbain.

L’utilisation d’une nappe phréatique nécessite de descendre le niveau de T°C de la boucle d’eau, en hiver, à 12 °C environ, ce qui oblige à l’emploi de PAC adaptées et de calorifuger tout ou partie du réseau de distribution.

On trouvera dans le Tome 4 de la collection Climatisation et conditionnement d’air de J. Bouteloup différents schémas de montage des installations.

Le chauffage de l’eau chaude sanitaire

Ici encore, l’usage de la pompe à chaleur en remplacement des chauffe-eau électriques pour la préparation de l’ECS paraît logique, d’autant plus que le bilan de la pompe à chaleur en été est très performant.

Et cette fois, l’usage d’une installation électrique peut se justifier par l’arrêt possible de l’installation de chauffage du bâtiment. Mais la PAC aura bien du mal à fournir les 60° demandés dans le ballon d’eau chaude (température demandée depuis les mesures anti-légionnelles). Un préchauffage à 45 °C convient mieux à la PAC. Ceci sous-entend le placement d’un deuxième ballon en série pour rehausser la température à 60 °C.

Finalement, PAC + ballon de préchauffage : l’investissement paraîtra fort élevé par rapport à une simple résistance électrique…

Eau chaude sanitaire

Pour plus d’informations sur le choix des PAC pour le chauffage de l’eau chaude sanitaire.

Les groupes de préparation d’air des bâtiments tertiaires

Du chaud et du froid par le même équipement

Une des applications les plus courantes de la PAC est l’alimentation en chaud et en froid des groupes de préparation d’air par des installations réversibles Air/Air. Ces installations sont très avantageuses puisqu’un seul appareil réversible assure deux fonctions pour un investissement initial raisonnable. La performance de la pompe à chaleur est élevée puisque les températures demandées sont faibles.

Concrètement, une pompe à chaleur est couplée à un caisson de traitement d’air classique, un des échangeurs de la PAC étant dans le caisson, l’autre étant à l’extérieur.

Exemple de modèle disponible sur le marché :

		Modèle 1
Puissance frigorifique nominale	kW	13,5
Puissance calorifique nominale	kW	14,55
Débit d’air maximal	m³/h	2 400
Pression acoustique	dB(A)	65
Réfrigérant		R 22
Hauteur Largeur Longueur	mm mm mm	485 1 022 1 261
Poids net	Kg	88
Prix	€	5 085

Des puissances plus importantes sont bien sûr possibles et suffisantes pour remplacer les installations traditionnelles.

En été, la pompe à chaleur fonctionne comme unité de climatisation classique, la batterie placée dans le caisson constituant l’évaporateur et la batterie extérieure le condenseur. On peut atteindre un COP saisonnier de réfrigération de l’ordre de 3. Attention, le fonctionnement en détente directe entraîne des températures très basses dans l’échangeur et donc une déshumidification de l’air parfois exagérée par rapport aux besoins. En hiver, le cycle est inversé et la batterie interne devient condenseur tandis que l’échangeur externe joue le rôle d’évaporateur. Le COP varie alors selon la température externe, le dégivrage et le besoin d’appoint électrique. En intégrant ces divers auxiliaires, on atteint un COP saisonnier de l’ordre 2,5.

Une gestion délicate lors du dégivrage

Une difficulté reste : le chauffage de l’air est sans inertie (par opposition à un chauffage du sol ou d’un ballon d’eau). Donc, lors des périodes de dégivrage de l’évaporateur, de l’air froid risque d’être pulsé sur les occupants. L’arrêt de la pulsion de l’air étant difficile, une solution peut consister à travailler avec des pompes à chaleur modulaires. Quand un module dégivre, il s’arrête et un autre module produit.

Récupérer sur l’air extrait ?

Pour améliorer l’installation, il est possible de faire passer l’air extrait par l’échangeur extérieur lorsqu’il joue le rôle d’évaporateur. La récupération de chaleur à l’échangeur sera améliorée du fait de la grande différence de température entre l’air vicié et la basse température d’évaporation du fluide frigorigène en hiver. Cet apport de chaleur à l’évaporateur permettra de remonter la température d’évaporation et de diminuer le dégivrage, donc d’améliorer le COP.

La sélection de la puissance de la pompe à chaleur dépend du bilan thermique été et du bilan thermique hiver. Dans les secteurs commercial et tertiaire, les besoins frigorifiques en été sont souvent supérieurs aux besoins calorifiques en hiver. La pompe à chaleur sera alors surdimensionnée pour le régime de chauffe et le chauffage d’appoint ne sera alors que rarement nécessaire.

Récupération de chaleur sur l’air des locaux humides (piscines, buanderies, …)

Le traitement des locaux humides

Les bâtiments où une humidité importante est produite, et donc dans lesquels un contrôle de l’hygrométrie aura lieu (piscines, blanchisseries, cuisines industrielles,…), sont propices à l’usage d’une PAC : toute l’énergie de condensation de la vapeur d’eau peut être réutilisées sous forme de chaleur à haute température (chauffage de l’air, chauffage de l’eau chaude sanitaire). Il semble que la difficulté provienne de l’excédent des apports en mi-saison et en été.

Les piscines constituent une application particulière des PAC

Les piscines consomment beaucoup d’énergie pour diminuer le taux d’humidité et éviter ainsi les condensations sur les parois (particulièrement les surfaces vitrées). D’autre part des besoins de chaleur importants sont liés à la température élevée de l’air pour assurer pour le confort des baigneurs. Une humidité maximum de 75 % est à maintenir dans les piscines bien isolées avec pulsion d’air chaud au pied des vitrages. Mais l’humidité maximum peut descendre à 65 % si les parois sont mal isolées, et donc froides. À noter qu’avec les nouveaux vitrages isolants à basse émissivité, ce critère de pulsion au pied des vitrages n’est plus obligatoire.

Deux systèmes de PAC sont possibles pour ce type de bâtiment.

Pompe à chaleur en déshumidification

Le principe consiste à faire passer l’air à du local à déshumidifier sur l’évaporateur de la PAC. Il y est refroidi et surtout déshumidifié. L’air passe ensuite, mélangé à l’air frais hygiénique, sur le condenseur où il est réchauffé. Le condenseur de la PAC permet le chauffage de l’air ambiant, mais aussi le chauffage partiel de l’eau sanitaire (piscine, douches) particulièrement en mi-saison.

La solution est intéressante. Toutefois, au creux de l’hiver, la déshumidification ne fournit pas assez de chaleur et la pompe à chaleur ne suffit pas à elle seule à assurer tous les besoins énergétiques. Un chauffage d’appoint est donc nécessaire et le COP global est diminué.

Il faut se rendre compte que dans cette application précise le COP de la PAC n’est plus le rapport entre les kW thermiques utiles disponibles au condenseur et les kW absorbés par le compresseur. En fait,

Ceci est dû au fait que la chaleur sensible prélevée à l’air vicié par l’évaporateur lui est rendue par le condenseur et ne doit donc pas être considérée comme chaleur utile dans le calcul du COP. La source froide recherchée ici est la chaleur latente de condensation de l’humidité. On pompe l’énergie sur la déshumidification, pas sur le refroidissement de l’air. En fait, plus le besoin de déshumidification est important (forte activité dans la piscine, faible isolation,..), plus l’énergie puisée à l’évaporateur sera importante et plus le COP global de l’installation sera élevé.

Pour le calcul des performances de l’installation, il ne faut pas oublier de prendre en compte l’influence des heures de non-occupation, qui entraînent un taux d’évaporation plus faible et un COP instantané plus bas. On peut envisager un COP global de 2,5. (Valeur avancée par Paul H.Cobut, Pompes à chaleur, Atic – cours de perfectionnement).

Remarque : ce type d’installation est intéressante dès qu’il s’agit de climatiser un local où il y a une forte production de vapeur (bassins de toutes sortes, pressings, séchoirs à linge, certains locaux industriels ou laboratoires,…).

Pompe à chaleur – récupérateur

Dans ce cas, la PAC prélève une partie de l’énergie dans l’air extérieur et une autre partie dans l’air extrait. Contrairement au système précédent, l’évaporateur puisera l’énergie sur le refroidissement de l’air mélangé.

Un hygrostat raccordé à une sonde extérieure permet le dosage de l’air neuf. La PAC sera dimensionnée pour réaliser à elle seule l’effort thermique jusqu’à 0 °C environ. En dessous de cette température, un appoint sera nécessaire. Le COP de la PAC varie en fonction de la température de l’air extérieur.

Un COP global annuel de 3,3 est possible, ce qui représente un gain de 30 % par rapport à la PAC en déshumidification. Les déperditions plus importantes dues à l’introduction d’air neuf en plus grande quantité que dans l’autre système pour assurer la déshumidification représentent un accroissement des besoins calorifiques de moins de 10 % sur l’année (valeurs avancées par Paul H.Cobut, « Pompes à chaleur », Atic – cours de perfectionnement).

Il faut noter toutefois que ces résultats sont basés sur un taux d’hygrométrie tolérable assez élevé grâce à l’usage d’un vitrage très isolant. Dans le cas d’un vitrage moins isolant, le taux d’humidité acceptable est plus bas. Il faut donc un plus grand effort de déshumidification, ce qui favorise le premier type d’installation et la différence de performance entre les deux systèmes diminue.

Récupération de chaleur sur des rejets thermiques

Dans de nombreuses entreprises, une grande quantité d’énergie est gaspillée dans les extractions d’air ou de gaz. Très souvent, le volume extrait et la température du fluide sont quasi constants, ce qui simplifie l’installation. Une bâche tampon sera installée sur l’évaporateur en cas de variation importante de ces paramètres. Il en sera de même sur le condenseur en cas de charge thermique variable.

Ceci dépasse le cadre d’un bâtiment tertiaire. Et pourtant, des applications spécifiques sont parfois possibles avec une très bonne rentabilité. Parmi celles-ci, les supermarchés avec rayon surgelés conviennent particulièrement bien. Il est possible, par exemple, que la chaleur extraite des frigos soit utilisée pour chauffer le magasin ou le rideau d’air chaud à l’entrée du magasin (= condenseur de la PAC ainsi créée). En été, un clapet rejettera la chaleur vers l’extérieur.

Récupération de chaleur dans la grande distribution

Les supermarchés sont actuellement équipés d’un nombre de plus en plus important de meubles frigorifiques qui rendent parfois désagréable l’ambiance des allées empruntées par les clients.

Monsieur Marc Van Damme de la société alimentaire Delhaize a mis au point, en collaboration avec un fabricant espagnol de meubles frigorifiques verticaux, un système qui récupère la chaleur de l’unité de condensation du réfrigérateur du circuit frigorifique pour, en hiver, chauffer les allées des meubles frigorifiques.

Principe de fonctionnement

L’unité de condensation est installée sur le haut du meuble. La chaleur produite par le condenseur est récupérée et en hiver, celle-ci circule à l’arrière du meuble et est insufflée par la partie inférieure de celui-ci via une grille linéaire en inox. En été, cette chaleur est évacuée à l’extérieur du magasin par l’intermédiaire d’un conduit.

Conséquences

L’influence de cet équipement sur le chiffre d’affaires est évidente. En effet, une température douce aux rayons crémerie ou boucherie incite le client à faire ses achats dans une température confortable. Cette nouvelle technique permet également d’augmenter le confort pour l’ensemble du personnel qui doit régulièrement approvisionner ces linéaires. Cependant les gains réalisés au niveau des coûts d’exploitation amortissent facilement l’investissement.

Grâce à cette technique, l’air chaud à 40 °C ainsi récupéré et insufflé par le bas du meuble permet de maintenir dans l’allée une température de 23 °C. Ce qui est appréciable en hiver. Un système de sondes, installées en des points stratégiques du point de vente, permet un fonctionnement automatique du clapet été/hiver.

Un chauffage d’appoint est nécessaire en cas de températures extrêmes, pour le rideau d’air chaud à l’entrée du magasin, très « énergivore » et pour les zones éloignées non équipées de linéaires.

Découvrez cet exemple de PAC dans un supermarché de la région d’Anvers.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Armoires de climatisation

Principe

Une armoire de climatisation constitue en quelque sorte un « caisson de traitement d’air vertical » surtout lorsqu’elles constituent la seule demande du bâtiment.

Elle s’installe généralement directement dans la pièce à climatiser. Typiquement, c’est la solution adoptée pour climatiser une salle informatique.

En pratique, cette armoire métallique verticale peut regrouper tous les éléments nécessaires au traitement

un filtre,
une batterie froide,
une batterie chaude (électrique ou à eau),
un humidificateur,
un ventilateur centrifuge.

On parle de climatiseur « autonome » parce que la batterie froide est généralement parcourue directement par le fluide frigorifique : la machine frigorifique est intégrée dans l’armoire et la batterie froide en constitue l’évaporateur. On parle alors de fonctionnement en « détente directe ».

Schéma de principe climatiseur "autonome".

On notera que la présence du compresseur dans le local impose une isolation acoustique sérieuse des paroi de l’armoire !

Mais il existe aussi des armoires de climatisation dont la batterie froide est raccordée à la boucle d’eau glacée du bâtiment.

Dans la plupart des cas, l’air repris est aspiré en partie inférieure et pulsé en partie supérieure de l’armoire, éventuellement via un réseau de gainage restreint.

Mais on peut imaginer une solution inverse où l’air est repris en partie supérieure puis distribué en partie inférieure via un faux plancher : c’est une belle solution dans les locaux informatiques où le passage de nombreux câbles impose de toute façon l’installation d’un faux plancher sur vérins. La distribution d’air froid autour des ordinateurs est alors idéale. On peut par exemple prévoir des dalles pleines de 60 x 60 pour porter le matériel et des dalles perforées pour servir de bouches de distribution. Une modification d’emplacement des ordinateurs ? Les dalles 60 x 60 sont interverties, sans problèmes puisque tout le faux plancher est mis sous pression et fait office de plénum de distribution !

Schéma de principe climatiseur "autonome"- 02.

Aspects technologiques

Le chauffage de l’air

Suivant l’importance des gains gratuits dans le local, on peut envisager

soit de ne pas installer d’élément chauffant,
soit de placer une résistance électrique d’appoint, (investissement faible mais coût d’exploitation élevé),
soit d’insérer une batterie de chauffe alimentée par le réseau de chauffage du bâtiment,
soit enfin de sélectionner une machine frigorifique réversible, fonctionnant en pompe à chaleur en hiver.

L’humidification de l’air

Si l’humidité de l’air de l’ambiance doit être contrôlée, un humidificateur peut être incorporé à l’armoire de climatisation, généralement via un humidificateur à vapeur.

Cet humidificateur est parfois inséré au départ des gaines, si celles-ci sont existantes dans le prolongement de l’armoire.

Mais les armoires de climatisation se distinguent essentiellement au niveau du condenseur :

Le condenseur à air intégré à l’armoire

La paroi au dos de l’armoire est percée afin que le rejet de chaleur puisse se faire directement vers l’extérieur (attention au pont acoustique ainsi créé !). Il est également possible d’amener et d’évacuer l’air de refroidissement par gaine.

Le condenseur à air séparé

Le fluide frigorifique est directement refroidi dans le condenseur placé à l’extérieur (sur une terrasse, sur le sol,…). L’éloignement est limité afin de ne pas amplifier les pertes de charge sur le circuit du fluide frigorifique. La surélévation du condenseur doit être limitée pour pouvoir gérer le retour de l’huile vers le compresseur.

Le condenseur à eau recyclée

Cette fois, le condenseur est refroidi par de l’eau glycolée, eau qui est elle-même refroidie à l’extérieur.

L’installation est très souple : plus de contraintes liées à la distance entre armoire et refroidisseur, ou à la différence de niveaux. Il est même possible de raccorder plusieurs armoires sur la même boucle de refroidissement.

Mieux, il est facile à présent de récupérer cette chaleur pour préchauffer de l’air de ventilation, de l’eau chaude sanitaire,…

Pour refroidir l’eau de refroidissement, on rencontre trois types d’échangeur avec l’air extérieur :

> L’aéro-refroidisseur : l’eau est refroidie dans un échangeur à air; un ou plusieurs ventilateurs forcent le passage de l’air extérieur pour accélérer le refroidissement. Un mode de régulation très simple consiste à actionner le(s) ventilateur(s) en fonction de la température de la boucle d’eau. Seul inconvénient : la performance frigorifique de l’armoire de climatisation ne sera pas excellente. En effet, la température de la boucle d’eau va monter avec la température extérieure. En plein été, le condenseur sera mal refroidi, la pression en sortie de compresseur sera plus élevée, le rendement de la machine frigorifique va se dégrader… Et ceci est renforcé par la présence du double échangeur (fluide/eau glycolée – eau glycolée/air). L’usage de l’aérorefroidisseur sera dès lors limité à des moyennes puissances.

> La tour de refroidissement ouverte : cette fois, l’eau de refroidissement du condenseur est pulvérisée à contre-courant du débit d’air extérieur pulsé par un ventilateur. L’échange est particulièrement efficace et, surtout, il entraîne l’évaporation d’une partie de l’eau pulvérisée. Or, cette vaporisation entraîne un fort refroidissement de l’eau. A tel point que l’eau peut descendre sous la température de l’air extérieur. Un tel refroidissement permet de limiter la pression du condenseur et donc de diminuer le travail du compresseur. Si c’est la meilleure solution énergétique, elle pose par contre assez bien de problèmes au service de maintenance (corrosion, encrassement, gel,…). C’est la conséquence d’un circuit ouvert aux conditions atmosphériques… Pour plus de détails, on consultera le choix de la tour de refroidissement ouverte.

> La tour de refroidissement fermée : un compromis à la belge ! Les avantages de l’évaporation de l’eau … sans les inconvénients du circuit ouvert (corrosion). En pratique, le circuit de l’eau de refroidissement reste fermé, l’eau glycolée n’est plus en contact avec l’air extérieur, mais l’échangeur est aspergé par de l’eau qui, elle, « tourne » de façon totalement indépendante du circuit de refroidissement. Bien sûr, la température de l’eau de refroidissement est plus élevée que dans la tour ouverte.

Le condenseur à eau perdue

Par « eau perdue », on entend :

Soit de l’eau de ville qui serait évacuée vers l’égout après usage : solution à proscrire vu le coût du m³ d’eau… !

Soit de l’eau issue d’une source naturelle (rivière, lac, puits,…) : cette solution est économique à l’exploitation, mais les coûts d’investissement sont très variables d’une situation à l’autre… L’efficacité énergétique de l’installation frigorifique est excellente puisque la température de condensation sera 8…10°C plus chaude que la température de l’eau puisée. Reste à vérifier que le captage (et/ou le réchauffage de l’eau) est autorisé par la réglementation locale ou régionale… (les choses évoluent beaucoup dans ce domaine, il est donc prudent de s’informer directement auprès des personnes concernées).

Régulation

La régulation en température du local peut se faire via un simple régulateur thermostatique. Imaginons le démarrage au matin en mi-saison, la résistance électrique est enclenchée. Puis la présence du personnel, des équipements permet à la température de rester en « zone neutre » sans intervention du climatiseur. En début d’après-midi, des apports solaires importants entraînent une surchauffe et l’enclenchement du groupe frigorifique.

La présence d’une cascade sur l’enclenchement des résistances chauffantes, la régulation progressive via par un variateur de puissance (résistance électrique) ou par une vanne (batterie à eau chaude) entraînera un meilleur confort, une stratification de températures plus faible et donc une consommation moindre. De même une régulation à vitesse variable sur le motocompresseur sera bénéfique.

Un principe de régulation similaire est possible pour contrôler le niveau d’humidité.

La déshumidification est ici réalisée via la condensation de la vapeur d’eau ambiante sur l’évaporateur de l’armoire. Le compresseur est alors mis en route pour déshumidifier.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Grandeurs hygrométriques

La pression partielle de vapeur

L’air que nous respirons contient toujours un peu de vapeur d’eau. On peut considérer cette vapeur comme un gaz, dont la pression fait partie de la pression atmosphérique. La pression de la vapeur d’eau, à elle seule, est dénommée pression partielle de vapeur d’eau, et est représentée par le symbole p_v. Ainsi, la vapeur d’eau contenue dans un air à 20°C et 50 % HR présente une pression de vapeur partielle de 1 170 Pa (par comparaison, la pression atmosphérique est de 101 300 PA).

Si la pression de la vapeur d’eau atteint sa valeur maximale, il y a saturation de l’air et on parle de pression partielle de la vapeur d’eau à la saturation, ou de pression saturante p_vs.

Il est possible de calculer la valeur de la pression de saturation en fonction de la température.

L’humidité absolue

L’humidité absolue [g_eau/kg_{air sec}] représente le nombre de grammes de vapeur d’eau présents dans un volume donné, rapporté à la masse d’air sec de ce volume exprimé en kilogramme.

Dans le système d’unités SI, on utilisera le kg_eau/kg_air sec. Comme symbole, les lettres « x », ou « w », ou « r » sont généralement utilisées.

Puisque 1 m^³ d’air pèse environ 1,2 kg, en ajoutant 20 % à la valeur de l’humidité absolue, on obtient la quantité d’eau présente par m^³ d’air.
Exemple : de l’air à 20°C, 50 % HR, contient 7,36 grammes d’eau par kg, soit 8,7 grammes d’eau par m^³.

Nous donnons ci-dessous quelques valeurs indicatives :

		Température [°C]	Humidité absolue en [g_eau/kg_{air sec]}
A	à l’extérieur en hiver (HR = 80 %)	-5	2,1
B	dans un local (HR = 60 %)	18	7,8
C	dans un local (HR = 60 %)	20	8,8
D	à l’extérieur en été (HR = 70 %)	25	14

Ces valeurs d’humidité absolue sont lues sur les ordonnées d’un diagramme de l’air humide.

On voit donc que, pour des climats « standards », plus la température augmente et plus l’humidité absolue est élevée (plus l’air peut porter de l’eau à l’état vapeur).

Dans nos régions, on peut dire qu’en hiver l’air est « sec », même s’il pleut dehors (parce que l’humidité absolue est faible), et qu’en été, l’air est « humide » même s’il y a du soleil (parce que l’humidité absolue contenue par m^³ d’air est élevée).

Il est possible de calculer l’humidité absolue en fonction de la pression partielle.

L’humidité relative

L’humidité relative s’exprime en %.

C’est le rapport entre la pression partielle de vapeur d’eau « p_v » et la pression de saturation de la vapeur d’eau « p_vs« . Le symbole représentatif est souvent .

φ = 100 . p_v/ p_vs

En bonne approximation, sa valeur est proche du rapport entre l’humidité absolue portée par l’air et l’humidité absolue maximale qu’il peut porter lorsqu’il est saturé. Ceci donne une signification intuitive à cette grandeur : pour une température donnée, elle caractérise en somme la faculté que possède l’air d’absorber encore de la vapeur d’eau avant qu’elle ne condense. Par exemple, 40 % d’humidité relative signifie que l’air peut absorber encore beaucoup de vapeur d’eau puisqu’il n’est qu’à 40 % de la saturation. A 100 %, on est à la limite de la saturation de l’air par la vapeur d’eau, du brouillard apparaît.

Ci-dessous, quelques valeurs d’humidité relative obtenues en chauffant l’air extérieur qui pénètre dans un bâtiment par les joints de fenêtres ou les ouvertures.

		Température [°C]	Humidité absolue [g_eau/kg_airsec]	Humidité relative [%]	Remarques
A	automne (matin)	6,5	6	100	brouillard ou pluie
B	automne	10	6	79	brouillard ou brume
C	chauffé à	15	6	57
D	chauffé à	18	6	47
E	chauffé à	20	6	41

Les courbes d’humidité relative sont aisément identifiables sur le diagramme de l’air humide.

L’enthalpie spécifique

L’enthalpie spécifique représente la quantité de chaleur contenue dans l’air humide dont la masse d’air sec est de 1 kg. C’est donc la somme de la chaleur sensible (liée à la température de l’air) et de la chaleur latente (liée à l’énergie de la vapeur d’eau qu’il contient).

Par convention, on a fixé l’enthalpie de l’air sec à 0°C comme étant zéro. De l’air à – 10°C peut donc avoir une enthalpie négative.

Le symbole représentatif est généralement h. Il s’exprime en kJ/kg_{air sec}.

h = enthalpie de l’air sec + enthalpie de la vapeur, soit approximativement :

h = 1,006 . η+ x . (2 501 + 1,83 . η ) [kJ/kg _{air sec}]

où, x est l’humidité absolue et η la température

L’enthalpie contenue dans l’air peut également être lue sur le diagramme de l’air humide.

Exemple :

Soit η= 25°C et x = 0,008 kgeau/kgair,

alors h = 1,006 . 25 + 0,008 . (2 501 + 1,83 . 25) = 45,5 kJ/kg _air sec

Le volume spécifique et la masse volumique

Le volume spécifique représente le volume occupé par l’air humide dont la masse d’air sec est de 1 kg. Son symbole est généralement « v ».

Exemple.

un air de 20°C et 50 % HR présente un volume spécifique de 0,84 m³/kg_air sec.

La masse volumique représente la masse d’air sec occupé par 1 m³ d’air humide. Son symbole est généralement « ρ ».

Exemple.

un air de 20°C et 50 % HR présente une masse volumique de 1,18 kg_{air sec}/m^³

Il est possible de calculer ces valeurs.

La température de rosée

Imaginons de l’air qui serait refroidi, tout en gardant son humidité absolue constante. Cet air va perdre de plus en plus la faculté de porter de l’eau à l’état vapeur. Au moment où tout l’air sera saturé, et que diminuer encore la température engendrerait la condensation partielle de la vapeur d’eau, on sait que l’on a atteint la température de rosée de l’air. Son symbole est η_r ou t_r.

Sur le diagramme de l’air humide, la température de rosée d’une ambiance correspond à l’intersection entre l’horizontale du point d’ambiance et la courbe de saturation.

Il est possible de calculer cette valeur en fonction de la pression partielle de vapeur.

La température « bulbe humide »

La température bulbe humide ou température humide est la température indiquée par un thermomètre dit « à bulbe humide », ou psychromètre. Avant l’arrivée des appareils de mesure électroniques, il permettait de mesurer le taux d’humidité d’un local. Le procédé est le suivant :

Deux thermomètres sont soumis à un flux d’air forcé. Le premier indique la température de l’air de l’ambiance. Le deuxième est entouré d’ouate humide. L’air qui entre dans l’ouate s’humidifie. Il se refroidit également puisque l’eau s’évapore et prélève la chaleur de vaporisation nécessaire dans l’air.

En bonne approximation, sur le diagramme de l’air humide, l’air suit une isenthalpique et atteint la saturation. Connaissant la température à la saturation et la température normale, on peut déduire le taux d’humidité relative de l’air sur le diagramme.

Le symbole de la température humide est η_h ou t_h.

Il est possible également de calculer cette valeur.

Les relations entre grandeurs hygrométriques

Il est souvent plus rapide de consulter un abaque ou le diagramme de l’air humide, mais les relations mathématiques reprises ci-dessous entre les grandeurs peuvent être utiles notamment lors d’une automatisation de la régulation, avec programmation entre ces variables.

Entre la pression de vapeur saturante et la température η , en présence d’eau liquide (η> 0°C)

p_vs = 10^{2,7877 + (7,625 . η ) / (241,6 + η )}

Exemple.

A 25°, la pression de vapeur saturante est de :

p_vs= 10^{2,7877 + (7,625 . 25) / (241,6 + 25)}= 3 182 PA, (contre 3 167 en réalité)

Entre la pression de vapeur saturante et la température η , en présence de glace (η < 0°C)

p_vs= 10^{2,7877 + (9,756 . η ) / (272,7 + η)}

Entre l’humidité absolue et la pression partielle de vapeur d’eau

L’humidité absolue « ²w » est liée à la pression partielle de vapeur d’eau « p_v » par la relation :

x = 0,622 . (p_v/ (P_atm– p_v))

où,

x est exprimé en kg _eau/kg _{air sec}
p_v est la pression partielle de vapeur d’eau
P est pression totale de l’air humide, que l’on peut en première approche prendre égale à la pression atmosphérique, soit 101 300 Pa

Exemple.

A 29°C et une pression partielle de vapeur de 2 000 Pa, on obtient :

x = 0,622 . (2 000 / (101 300 – 2 000)) = 0,0125 kg _eau/kg _air sec, soit 12,5 g _eau/kg _{air sec}.

Entre l’enthalpie, la température et l’humidité absolue

h = 1,006 . η + x . (2 501 + 1,83 . η ) en kJ/kg _{air sec}

où,

x est l’humidité absolue et η la température

Exemple.

soit η = 25°C et x = 0,008 kg_eau/kg_{air sec},

alors h = 1,006 . 25 + 0,008 . (2 501 + 1,83 . 25) = 45,5 kJ/kg _{air sec}

Entre l’enthalpie, la température et l’humidité relative

h = 1,006 . η+ [0,622 . (p_v/ (P_atm– p_v))] . (2 501 + 1,83 . η) en kJ/kg _{air sec}

avec p_v= φ . p_vs=φ . 10^{2,7877 + (7,625 . η ) / (241,6 + η )}

où,

φ est l’humidité relative
η la température
pvs est la pression de saturation

Exemple.

soit η= 16°C et φ = 53 % HR,

on déduit :

p_v= (φ /100) . p_vs= 0,53 . 10^{2,7877 + (7,625 . 16) / (241,6 + 16)}= 967,3 Pa

h = 1,006 . 16 + 0,622 . (967,3 / (101 300 – 967,3)) . (2 501 + 1,83 . 16) = 31,3 kJ/kg

Entre le volume spécifique, la température et l’humidité absolue

v = (461,24 . (0,622 + x) . T) / P

où,

x est l’humidité absolue en kg eau / kg air sec
T est la température absolue = η + 273,15°C
P = pression totale de l’air humide, que l’on peut en première approche prendre égale à la pression atmosphérique, soit 101 300 Pa

Exemple.

soit η = 25°C et x = 0,008 kg_eau/kg_air,

v = (461,24 . (0,622 + 0,008) . (273,15 + 25)) / 101 300 = 0,855 m^³/kg _{air sec}

Entre la température de rosée et la pression partielle de vapeur

Si η _r> 0°C, η_r= 31,685 . x / (1 – 0,1311 . x)

Si η_r< 0°C, η_r= 27,952 . x / (1 – 0,1025 . x)

où,

x = log 10 (pv / 613,34)

Exemple.

soit η = 25°C et pv = 1 600 PA, alors :

x = log ₁₀(1 600 / 613,34) = 0,416

η_r= 31,685 . 0,416 / (1 – 0,1311 . 0,416) = 13,9°C

Entre la température bulbe humide et la pression partielle de vapeur
La relation suivante est empirique :

p_v= p_{vsη h}– K . P (η – η _h)

où,

pv est la pression partielle de vaporisation
p_vsη_h est la pression de vapeur saturante correspondant à ηh
K est une constante valant 6,6 x 10-4 pour η _h > 0°C et 5,6 x 10 -4 pour η_h < 0°C
P est la pression totale de l’air humide, que l’on peut en première approche prendre égale à la pression atmosphérique, soit 101 300 Pa

Exemple.

soit la lecture suivante sur un psychromètre :

η = 20°C et η_h = 15°C.

Quelle est l’humidité relative dans la pièce ?

p_vs= 10^{2,7877 + (7,625 . η ) / (241,6 + η)}

Si η_h= 15°C, p_{vs η h}= 10^{2,7877 + (7,625 . 15) / (241,6 + 15)}= 1 711 PA </i.si>

p_v= p_{vs ηh}– K . P (η- η_h) = 1 711 – 6,6 . 10^-4. 101 300 . (20 – 15) = 1 377 PA

A 20°C, p_vs= 10^{2,7877 + (7,625 . 20) / (241,6 + 20)}= 2 347 PA

L’humidité relative est donc de :

φ = p_v/ p_vs= 1 377 / 2 347 = 59 %

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Échangeur à régénération

Principe

Le principe général des récupérateurs par accumulation ou encore appelé récupérateurs à régénération est de récupérer la chaleur contenue dans l’air extrait en faisant transiter cet air au travers d’un matériau accumulateur. Ce matériau accumulateur est ensuite soumis au flux d’air neuf et lui cède sa chaleur.

Le matériau accumulateur peut être imprégné ou non d’un produit hygroscopique de manière à permettre les échanges tant de chaleur sensible que d’humidité.

Il existe plusieurs types de récupérateur applicant cette technique.

Les roues

Photo roues.

Échangeur rotatif.

Un matériau accumulateur cylindrique en rotation lente (de 5 à 20 tours/min) est traversé dans une direction par l’air rejeté et dans l’autre par l’air neuf. Il se compose d’un média de transfert en aluminium, acier inoxydable ou matériau synthétique formant de très nombreux petits canaux.

Le matériau accumulateur est alternativement traversé par l’air chaud rejeté où il se charge d’énergie, et l’air neuf froid où il se décharge. En vue d’éviter le mélange d’air neuf et d’air rejeté, il est prévu un secteur de nettoyage dans lequel l’air rejeté est chassé par l’air neuf. Une légère contamination est toutefois inévitable. Dans certains cas, le transfert d’humidité est aussi à l’origine de transferts d’odeurs ou de germes et ceci limite l’emploi de tels échangeurs.

Schéma principe roues.

Une faible consommation d’énergie électrique est nécessaire pour entraîner la rotation de la roue. Les pertes de charge sont assez faibles.

Les écoulements aérauliques d’air neuf et d’air repris doivent être disposés de telle façon que la circulation de l’air s’effectue à contre-courant. Sinon, étant donné la très fine structure du matériau accumulateur, le rotor pourrait s’encrasser très rapidement, tout particulièrement sur la face avant.

Par contre, un écoulement des veines d’air à contre-courant permet ce qu’on appelle un effet d’auto-nettoyage car toute poussière qui se serait déposée sur la face avant de chacune des moitiés du rotor (donc en amont de l’échangeur tant sur l’air neuf que sur l’air repris) serait délogée dans l’autre moitié du rotor puisque l’air y circule dans l’autre sens. C’est pourquoi, en règle générale, on ne prévoit pas de filtre en amont d’un échangeur rotatif et ce tant sur l’air neuf que sur l’air repris.

Par ailleurs, il est à signaler que la fine structure du matériau accumulateur du rotor l’oblige à tourner sans arrêt (à la vitesse minimale) ou tout au moins par intermittence même en période où l’on ne souhaite pas de récupération de chaleur ou de froid et ce afin d’éviter tout risque de colmatage par encrassement des petits canaux du matériau accumulateur.

Les régénérateurs statiques à clapet unique

Dans un régénérateur statique à clapet, le trajet de l’air est modifié par un clapet pour que le medium accumulateur soit alternativement traversé par l’air neuf et l’air recyclé.

Cycle de fonctionnement d’un régénérateur statique à clapet unique.

Par rapport à la roue, ce système présente 2 inconvénients au moment du basculement du clapet :

Les ventilateurs de pulsion et d’extraction se retrouvent durant un cours instant en série, créant des perturbations aérauliques.

La contamination peut être importante. Elle sera fonction de la distance qui sépare le récupérateur de la grille extérieure d’extraction. En effet, au moment de basculement, l’entièreté de l’air vicié contenu dans ce tronçon va être emporté avec l’air neuf.

Les régénérateurs statiques à volets

Le principe de fonctionnement de ces régénérateurs est identique au régénérateur à clapet unique, à la différence près que le jeu des volets permet de limiter le risque de contamination. La quantité d’air vicié entraîné dans l’air neuf au basculement des volets ne correspond plus qu’au contenu du récupérateur, soit environ 3 % de l’air pulsé.

Cycle de basculement des volets : environ toutes les minutes.

Facteur influençant le rendement

Prenons un exemple de roue :

Soit un débit de 15 000 m^³/h (4,2 m^³/s) pour un modèle de roue type 240 et un rapport Volume Air neuf / Volume air vicié de 1, le graphique du constructeur fournit un rendement de 80 %. soit le diagramme suivant fourni par le constructeur :

Courbe de rendement.

Le 2^èmegraphe permet également de calculer la température de sortie air neuf (t₂).

Pour une température d’air rejeté t₃= 22°C et d’air neuf t₁= – 10°C (t₃– t₁= 32°C), on trouve t₂= 17°C.

Dans le graphe ci-dessous on peut percevoir l’influence de la vitesse de rotation de la roue sur le rendement de l’échange.

Influence de la vitesse de rotation de la roue sur le rendement.

Les rendements d’échange sont généralement très élevés; ils sont essentiellement fonction de :

la nature du matériau accumulateur,
la vitesse de l’air et de la vitesse de rotation de la roue ou de basculement, ces deux dernières variables déterminant le temps de passage de l’air dans l’échangeur.

> l’efficacité thermique se situe généralement entre 75 – 95 %.

Avantages – Désavantages

Avantages

Dépendant du média de transfert choisi, l’énergie sensible et l’humidité peuvent être transférées, ce qui permet de diminuer la taille de l’humidificateur éventuel,
rendement très élevé (de 75 à 95%),
perte de charge relativement faible en comparaison de l’efficacité,
faible encombrement pour la roue,
fonctionnement été possible dans le cas de matériau hygroscopique,
pas d’évacuation de condensats,
encrassement et givrage limité du fait de l’inversion régulière du sens des flux d’air (la filtration reste cependant obligatoire).

Désavantages

Contamination de l’air neuf possible, principalement avec les régénérateurs statiques à clapet unique.
amenée et évacuation d’air doivent être adjacentes,
consommation d’énergie pour l’entraînement de la roue,
nécessité de l’entretien du système d’entraînement,
dans les roues la section de purge qui limite la contamination réduit l’efficacité de récupération,
le rendement est influencé par les positions relatives de l’échangeur de récupération et des ventilateurs de pulsion et de reprise.

Régulation

En demi-saison

Un système de régulation est nécessaire en mi-saison et en été pour éviter la surchauffe de l’air à la sortie du récupérateur : il faut réduire l’échange pour éviter que la température de l’air neuf devienne telle qu’elle contribue à surchauffer l’ambiance intérieure.

Lorsqu’en demi-saison il y a apparition de charges qui nécessitent de souffler dans les locaux de l’air plus froid que la température ambiante de consigne il est alors nécessaire de pouvoir réguler la puissance de l’échangeur de chaleur grâce à une variation de vitesse de rotation de la roue ou un by-pass du régénérateur.

En hiver

Dans les récupérateurs à batteries (échangeurs à plaques, à eau glycolée), si l’échange est tel que la température de l’air extrait chute sous 0°C, il faut réduire le transfert de chaleur pour éviter le givre de l’échangeur.

Dans les récupérateurs par accumulation, on peut partir de la règle empirique suivant laquelle il n’y a risque de gel que lorsque la moyenne des températures de l’air neuf et de l’air repris tombe en dessous de 0 °C et que, simultanément, il y a excès d’humidité dans l’accumulateur, c’est-à-dire que l’humidité qui s’est condensée côté air repris n’a pas pu être entièrement absorbée par l’air neuf.

Dans le cas contraire, le risque d’accumulation de givre du côté de l’air extrait est minime puisqu’à chaque cycle, ce côté est réchauffé. Ceci permet de profiter de la pleine puissance de récupération même pour des températures hivernales extrêmes et de tenir compte de cette puissance dans le dimensionnement des batteries de chauffage et des chaudières.

Dans certains cas particuliers (fonctionnement nocturne, faible température ambiante, rapport débit air neuf/air repris défavorable), il faut s’en remettre à l’expérience du fabricant. S’il y a risque de gel de l’échangeur, la solution consiste là aussi à faire varier la vitesse de rotation de la roue ou à by-passer l’accumulateur. Lorsqu’on diminue la puissance de récupération de la roue en hiver, la batterie de chauffage se trouvant après le récupérateur doit être dimensionnée en conséquence.

Entretien

Le contrôle de l’état de propreté de l’équipement de récupération est primordial.

En effet, l’encrassement des surfaces d’échange a deux conséquences néfastes sur la récupération : la réduction du coefficient d’échange de chaleur et la réduction des débits d’air.

Le tableau ci-dessous donne les différents points à contrôler lorsque l’on fait la maintenance :

Échangeur rotatif		v
1 –	État des surfaces d’échange (nettoyage régulier)	X
–	Contrôle des éventuelles fuites d’air	–
–	fuites externes	X
–	fuites internes	X
–	fuites par turbulences	X
–	fuites au niveau du clapet de by-pass	X
3 –	Contrôle de la régulation	–
–	régulation de la vitesse de rotation	X
–	régulation du / des clapets de by-pass	X
–	régulation antigel	X

Exemple

En vue de comparer les différents systèmes de récupération, nous développons ici le calcul du rendement de l’installation pour les différents systèmes de récupération présentés.

Prenons comme exemple une installation de traitement d’air d’un immeuble de bureaux, fonctionnant en tout air neuf, 10 heures/jour, 5 jours/semaine.

Les groupes de pulsion et d’extraction GP/GE sont de même débit : 21 000 m³/h – section de 1 525 x 1 525 mm, soit une vitesse d’air de 2,5 m/s.

Dans le cas d’un échangeur rotatif à régénération, on déduit du catalogue du constructeur :

le choix d’une roue sélectionnée au point de vue prix, dans sa configuration la plus chère, c.-à-d. avec caisson de visite en amont et en aval ainsi qu’avec sa régulation de vitesse,
le fonctionnement dans les conditions extrêmes :

l’évolution dans le diagramme de l’air humide :

On constate que l’air extrait donne chaleur et humidité à l’air neuf qui voit sa température augmenter ainsi que son taux d’humidité absolue.

l’efficacité thermique instantanée :

ε_t= t₂– t₁/ t₃– t₁= (14,3 – (- 10)) / (22 – (- 10)) = 0,76 = 76 %

L’équipement sélectionné a entraîné les températures de sortie des fluides. On en déduit que le récupérateur a donné un accroissement de température de l’air neuf de 76 % de l’écart maximal entre les fluides, soit 0.76 x 32° = 24,3°.

Remarque : cette fois, le rendement thermique (rapport des enthalpies) donnerait une valeur identique :

η = h₂– h₁/ h₃– h₁= (29,5 – (- 6,5)) / (41 – (- 6,5)) = 0,76 = 76 %

Ceci montre que 76 % de l’énergie latente à été transférée simultanément aux 76 % de transfert d’énergie sensible).

La puissance maximale récupérée doit être estimée par le bilan enthalpique :

P_{max. réc.}= 0,34 [W/(m³/h).°C] x 21 000 [m^³/h] x (29,5 – (- 6,5)) = 251 [kW]

0,34 [W/(m³/h).°C] = chaleur spécifique de l’air

Si l’humidification de l’air est réalisée via une pulvérisation d’eau froide, une réduction de la puissance de la chaudière à installer de 251 kW est à prévoir. Si par contre l’humidification est réalisée par pulvérisation de vapeur, la chaudière sera diminuée de la puissance sensible (170 kW) et le système de production de vapeur sera réduit de la puissance latente (81 kW).

L’efficacité thermique, calculée dans les conditions extrêmes (- 10°C), reste sensiblement identique aux autres températures de la saison de chauffe. Aussi, la température moyenne extérieure en journée étant de 8°C, la puissance moyenne récupérée sera de :

P_{moy. réc.}= 251 [kW] x (22° – (8°)) / (22° – (- 10°)) = 110 [kW]

Cela entraîne une économie thermique de :

E_réc= 110 [kW] x 10 [h/j] x 5 [j/sem] x 35 [sem] / 0,8 = 240 370 [kWh]

Le facteur 0.8 correspond au rendement saisonnier de la production de chaleur pour une installation nouvelle et dont les conduites sont isolées. On prendrait 0.7 pour une installation plus ancienne. 35 semaines correspondent à la durée de la saison de chauffe.

Suite à la présence du récupérateur, les puissances des ventilateurs sont modifiées comme suit :

Avant		Après
GE	GP	GE	GP
2,2 kW	5,2 kW	3,7 kW	6,2 kW

Ce à quoi il faut ajouter une puissance de 0,2 kW pour le moteur de la roue.

Visualisation de la récupération de la chaleur latente

Le diagramme ci-dessous fournit cette fois la courbe des fréquences cumulées des enthalpies tout au long d’une année. C’est le même principe que pour la courbe cumulée des températures mais cette fois-ci on pense en terme d’enthalpie pour tenir compte de l’énergie totale (latente + sensible).

On peut y lire le travail réalisé par un récupérateur de type « roue », dont l’efficacité a été choisie à 75 % (valeur maximale). L’air neuf est pulsé en permanence à 16° – 55 % HR, tandis que l’air vicié est extrait à 18° – 60 % HR.

Le « travail » du récupérateur y est visualisé, en hiver comme en été, et on peut y repérer également la régulation de la vitesse de rotation de la roue : pour ne pas entraîner de surchauffe en mi-saison, la roue est ralentie. En été, dès que l’enthalpie de l’air extrait devient inférieure à celle de l’air extérieur, la roue est remise à la vitesse maximale.

Exemple de fonctionnement d’un échangeur rotatif (Courbes d’enthalpies).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Norme NBN EN 203 : appareils de cuisine professionnelle utilisant les combustibles gazeux

NBN EN 203-1 : Appareils de cuisine professionnelle utilisant les combustible gazeux – Partie 1 : Règles générales de sécurité

La présente Norme Européenne a été adoptée par le CEN le 1992-07-31. Les membres du CEN sont tenus de se soumettre au Règlement Intérieur du CEN/CENELEC qui définit les conditions dans lesquelles doit être attribué, sans modification, le statut de norme nationale à la Norme Européenne.

Les listes mises à jour et les références bibliographiques relatives à ces normes nationales peuvent être obtenues auprès du Secrétariat Central ou auprès des membres du CEN.

Les Normes Européennes existent en trois versions officielles (allemand, anglais, français). Une version faite par traduction sous la responsabilité d’un membre du CEN dans sa langue nationale et notifiée au Secrétariat Central, a le même statut que les versions officielles.

Les membres du CEN sont les organismes nationaux de normalisation des pays suivants : Allemagne, Autriche, Belgique, Danemark, Espagne, Finlande, France, Grèce, Irlande, Islande, Italie, Luxembourg, Norvège, Pays-Bas, Portugal, Royaume-Uni, Suède et Suisse.

Sommaire

1-	GENERALITES
1.1	Domaine d’application
1.2	Références normatives
1.3	Définitions
1.3.1	Définitions concernant les combustibles gazeux
1.3.2	Définitions générales concernant la construction des appareils
1.3.3	Définitions concernant le fonctionnement des appareils
1.4	Classification des appareils
1.4.1	Généralités
1.4.2	Nature des gaz utilisés (catégories)
1.4.3	Modes d’évacuation des produits de la combustion
2-	CARACTERISTIQUES DE CONSTRUCTION
2.1	Généralités
2.1.1	Adaptations aux différents gaz
2.1.2	Matériaux et modes de construction
2.1.3	Exploitation et entretien courant
2.1.4	Raccordement en gaz
2.1.5	Étanchéité
2.1.6	Amenée d’air comburant et évacuation des produits de combustion
2.1.7	Fonctionnement du brûleur
2.1.8	Sécurité de fonctionnement en cas de manque d’énergie auxiliaire
2.2	Exigences particulières aux composants du circuit gaz
2.2.1	Organe de commande de débit du gaz
2.2.2	Appareillage auxiliaire
2.2.3	Brûleurs
2.2.4	Organes de préréglage de débit du gaz
2.3	Caractéristiques particulières
2.3.1	Débordement
2.3.2	Stabilité de sécurité mécanique
2.3.	Sécurité risques d’incendie
3-	CARACTERISTIQUES DE FONCTIONNEMENT
3.1	Généralités
3.2	Etanchéité
3.2.1	Etanchéité du circuit « gaz »
3.2.2	Circuit d’évacuation des produits de la combustion des appareils type B1
3.3	Obtention du débit
3.3.1	Débit calorifique nominal
3.3.2	Débit volumique total
3.3.3	Débit volumique réduit
3.4	Sécurité de fonctionnement
3.4.1	Brûleurs
3.4.2	Echauffement
3.4.3	Allumage – Interallumage – Stabilité des flammes
3.5	Appareillage auxiliaire
3.5.1	Dispositif de surveillance de flamme
3.5.2	Dispositif d’allumage
3.5.3	Régulateur de pression de gaz
3.6	Combustion
3.7	Caractéristiques particulières
3.7.1	Limiteur de surchauffe des friteuses
3.7.2	Stabilité et sécurité mécanique
4-	TECHNIQUE DES ESSAIS
4.1	Généralités
4.1.1	Caractéristiques des gaz d’essais : gaz de référence et gaz limites
4.1.2	Conditions de réalisation des gaz d’essais
4.1.3	Réalisation des essais
4.1.4	Pression d’essais
4.1.5	Conduite des essais
4.2	Etanchéité
4.2.2	Etanchéité du circuit combustion et évacuation correcte des produits de la combustion des appareillages type B1
4.3	Obtention des débits
4.3.1	Débit calorifique nominal
4.3.2	Débit total
4.3.3	Débit réduit
4.4	Sécurité de fonctionnement
4.4.1	Brûleurs
4.4.2	Echauffement
4.4.3	Allumage – Interallumage – Stabilité des flammes
4.5	Appareillages auxiliaire
4.5.1	Dispositif de surveillance de flamme
4.5.2	Dispositif d’allumage
4.5.3	Régulateur de pression de gaz
4.6	Combustion
4.6.1	Généralités
4.6.2	Essais faits dans les conditions normales
4.6.3	Essais faits dans les conditions de vent plongeant
4.6.4	Essai avec le gaz limite de charbonnement
4.7	Essais particuliers
4.7.1	Stabilité
4.7.2	Friteuses – limiteur de surchauffe
5-	DESIGNATION
6-	MARQUAGE
6.1	Marquage sur l’appareil
6.1.1	Plaque signalétique
6.1.2	Indication du réglage initial
6.1.3	Etiquette
6.2	Notices
6.2.1	Notice d’emploi et d’entretien
6.2.2	Notice technique d’installation et de réglage
6.2.3	Instructions pour l’adaptation à divers gaz
7-	SITUATION NATIONALE
7.1	Catégories commercialisées dans les divers pays et équivalences entre ces différentes catégories
7.1.1	Catégories commercialisées dans les divers pays
7.1.2	Règles d’équivalence
7.2	Conditions de raccordement en gaz en vigueur dans les divers pays
7.3	Conditions de raccordement à un conduit d’évacuation des produits de la combustion en vigueur dans les divers pays
7.4	Pression d’alimentation des appareils
TABLEAUX
1-	Caractéristiques des gaz d’essais
2-	Choix des gaz d’essais
3-	Pressions d’essais
4-	Teneur en CO, des produits de combustion (privée d’air et de vapeur d’eau)
5-	Catégories d’appareils commercialisées dans les divers pays
6-	Conditions de raccordement en gaz dans les divers pays
7-	Raccordement à un conduit d’évacuation des produits de la combustion en vigueur dans les divers pays
8-	Pressions d’alimentation des appareils
9-	Récipients à utiliser en fonction du débit calorifique du brûleur
10-	Caractéristiques des récipients nécessaires aux essais de combustion
FIGURES
1-	Dispositif pour la vérification de l’étanchéité
2-	Essai d’un appareil du type B1 dans les conditions anormales de tirage
3-	Vérification de la combustion – Dispositif de prélèvement pour des récipients de 22 cm à 34 cm
4-	Vérification de la combustion – Dispositif de prélèvement pour des récipients de 34 = à 50 cm
5-	Caractéristiques des récipients nécessaires aux essais de combustion
6-	Appareillage pour l’essai du courant d’air
7-	Croquis montrant la disposition de l’appareillage pour l’essai du courant d’air

Avant-Propos

Le projet de norme prEN 203 élaboré par la commission de liaison MARCOGAZEFCEM-CL 11 « Appareils de grande cuisine utilisant les combustibles gazeux » a été directement soumis au vote préliminaire auprès des membres du CEN jusqu’au 15 Mai 1983.

Ayant fait l’objet de nombreuses observations, le Secrétariat Central du CEN et MARCOGAZ ont proposé, d’un accord commun, que ces remarques soient traitées par le groupe rapporteur CL 11.

Ce dernier, n’ayant pu résoudre un bon nombre d’observations, conduisit le Comité Technique CEN/TC 106 à se réunir le 11 Juin 1987 à Paris. Prenant en considération les travaux en cours à la CEE, le CEN/TC 106 décida de soumettre à une nouvelle Enquête Publique du CEN un projet de norme limité à la sécurité, élaboré par l’EFCEM sur la base du premier projet.

Les Normes Nationales identiques à la présente Norme Européenne devront être publiées, et les Normes Nationales en contradiction avec la présente Norme Européenne devront être annulées avant la fin du mois de février 1993.

Cette Norme Européenne EN 203-1 a été adoptée par le CEN le 1992-07-01.

Selon les règles communes au CEN/CENELEC, les pays suivants sont tenus de mettre cette Norme Européenne en application :

Autriche, Allemagne, Belgique, Danemark, Espagne, Finlande, France, Grèce, Irlande, Islande, Italie, Luxembourg, Norvège, Pays-Bas, Portugal, Royaume-Uni, Suède et Suisse.

Domaine d’application

Cette norme définit les exigences concernant les caractéristiques de construction et de fonctionnement relatives à la sécurité 1) des appareils pour la cuisine professionnelle utilisant les combustibles gazeux équipés de brûleurs à induction atmosphériques. Elle fixe également la technique des essais propres à contrôler ces caractéristiques.

Seuls les appareils de type A et B1 (appareils pour conduit à tirage naturel) sont étudiés dans cette norme.

Cette norme s’applique à tous les appareils de cuisine professionnelle utilisant les combustibles gazeux destinés à la préparation et à la cuisson des aliments et des boissons à l’exception des suivants :

aux appareils munis de brûleurs à prémélange total,
aux appareils de type B2 (sans coupe tirage).

NBN EN 203-1/A1 : Appareils de cuisine professionnelle utilisant les combustible gazeux – Partie 1 : Règles générales de sécurité

Cet amendement 1 modifie la Norme Européenne EN 203-1 :1992.

Cet amendement a été adopté par le CEN le 1994-12-16. Les membres du CEN sont tenus de se soumettre au Règlement Intérieur du CEN/CENELEC qui définit les conditions dans 1esquelles doit être attribué, sans modification, le statut de norme nationale à cet amendement.

Les listes mises à jour et les références bibliographiques relatives à ces normes nationales peuvent être obtenues auprès du Secrétariat Central ou auprès des membres du CEN.

Avant-propos

Le présent Amendement a été préparé par le Comité Technique CEN/TC 106 « Appareils de grande cuisine utilisant les combustibles gazeux », dont le secrétariat est tenu par l’AFNOR.

Cet Amendement a été élaboré dans le cadre d’un mandat donné au CEN par la Commission Européenne et l’Association Européenne de Libre Echange et vient à l’appui des exigences essentielles de la (des) Directive(s) CE.

Cet Amendement devra recevoir le statut de norme nationale, soit par publication d’un texte identique, soit par entérinement, au Plus tard en mars 1996, et toutes les normes nationales en contradiction devront être retirées au plus tard en mars 1996.

Selon le Règlement Intérieur du CEN/CENELEC, les pays suivants sont tenus de mettre cet Amendement en application :

Allemagne, Autriche, Belgique, Danemark, Espagne, Finlande, France, Grèce, Irlande, Islande, Italie, Luxembourg, Norvège, Pays-Bas, Portugal, Royaume-Uni, Suède, Suisse

Sommaire

Avant-propos 1
Avant- propos 2
1	Généralités
1.1	Objet et domaine d’application
1.2	Références normatives
1.3	Définitions
1.4	Classification
2	Caractéristiques de construction
2.1	Généralités
2.2	Exigences particulières aux composants du circuit gaz
3	Caractéristiques de fonctionnement
3.6	Combustion
4	Technique d’essais
4.1	Généralités
4.6	Combustion
6	Marquage
6.3	Emballage
Annexe A (informative) Situations nationales
A.1	Commercialisation dans les différents pays des catégories listées dans le corps de la norme
A.2	Pressions d’alimentation des appareils (voir 4.1.4)
A.3	Catégories particulières commercialisées nationalement ou localement
A.4	Gaz et pressions d’essais correspondant aux catégories particulières données en A.3
A.5	Conditions de raccordement de gaz en vigueur dans les divers pays (voir 2.1.4)
A.6	Conditions de raccordement à un conduit d’évacuation des produits de la combustion en vigueur dans les divers pays (voir 2.1.6.2)
Annexe B (informative) Lignes directrices pour l’extension à d’autres catégories
Annexe C (informative) Fiche d’identification de la conformité de la norme EN 203-1 aux exigences essentielles de la Directive Appareils à Gaz

NBN EN 203-2 : Appareils de cuisine professionnelle utilisant les combustible gazeux – Partie 2 : Utilisation rationnelle de l’énergie

La présente Norme Européeme a été adoptée par le CEN le 1995-01-02. Les membres du CEN sont tenus de se soumettre au Règlement intérieur du CEN/CEMELEC qui définit tes conditions dans Lesquelles doit être attribué, sans modification, le statut de norme nationale à La Norme Européenne.

Les Listes mises à jour et les références bibliographiques relatives à ces normes nationales peuvent être obtenues auprès du Secrétariat Central ou auprès des membres du CEN.

Les Normes Européennes existent en trois versions officielles (allemand, anglais, français). Une version faite par traduction sous La responsabilité d’un membre du CEN dans sa tangue nationale et notifiée au Secrétariat Central, a le même statut que les versions officielles.

Avant-propos

La présente norme européenne a été élaborée par le Comité technique CEN/TC 106 « Appareils de grande cuisine utilisant les combustibles gazeux », dont le secrétariat est tenu par l’AFNOR.

Cette norme européenne devra recevoir le statut de norme nationale, soit par publication d’un texte identique, soit par entérinement, au plus tard en juillet 1995, et toutes les normes nationales en contradiction devront être retirées au plus tard en décembre 1995.

La présente norme européenne a été élaborée dans le cadre d’un mandat donné au CEN par la Commission Européenne et l’Association Européenne de Libre Echange et vient à l’appui des exigences essentielles de la (des) Directive(s) CE.

Selon le Règlement Intérieur du CEN/CENELEC, les pays suivants sont tenus de mettre cette norme européenne en application :

Allemagne, Autriche, Belgique, Danemark, Espagne, Finlande, France, Grèce, Irlande, Islande, Italie, Luxembourg, Norvège, Pays-Bas, Portugal, Royaume-Uni, Suède et Suisse.

Domaine d’application

Cette norme européenne définit les exigences et les méthodes d’essais pour l’utilisation rationnelle de l’énergie des appareils de cuisine professionnelle utilisant des combustibles gazeux, décrits en 1. 1 de l’ EN 203-1:1 992.

Sommaire

Avant-propos
1	Domaine d’application
2	Références normatives
3	Caractéristiques de fonctionnement
3.1	Généralités sur le fonctionnement
3.2	Brûleurs découverts
3.3	Fours (traditionnels, à air puisé et combinant vapeur et air puisé)
3.4	Marmites
3.5	Friteuses
3.6	Armoires chauffantes
3.7	Générateurs à eau bouillante à flux continu
3.8	Générateurs à eau bouillante à réservoir
4	Conditions d’essais
4.1	Conditions générales d’essais
4.1.1	Chambre d’essais
4.1.2	Préparation de l’appareil
4.2	Brûleurs découverts
4.2.1	Généralités
4.2.2	Rendement
4.3	Fours (traditionnels, à air puisé et combinant vapeur et air puisé)
4.3.1	Mise en température
4.3.2	Consommation d’entretien
4.4	Mannites (à chauffage direct et indirect)
4.4.1	Mise en température
4.4.2	Rendement
4.5	Friteuses
4.5.1	Généralités
4.5.2	Rendement
4.6	Armoires chauffantes
4.6.1	Mise en température
4.6.2	Consommation d’entretien
4.7	Générateurs à eau bouillante à flux continu
4.7.1	Générateurs à eau bouillante à expansion libre
4.7.2	Générateurs à eau bouillante à pression
4.8	Générateurs à eau bouillante à réservoir
4.8.1	Mise en température
4.8.2	Rendement

Image par défaut pour la partie Concevoir

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir la motorisation de l’ascenseur à traction

Image par défaut pour la partie Concevoir

Choix de la motorisation avec ou sans réducteur ?

Sur le plan des performances de confort et de trafic, les différents types de motorisation conviennent dans la plupart des cas. En effet, le dimensionnement de l’installation dépendant surtout de la charge et de la vitesse à atteindre, la gamme disponible sur le marché est assez large pour satisfaire l’ensemble des performances souhaitées, quel que soit le type de motorisation.

Pour cette raison, on différentie plutôt les motorisations à traction en fonction des critères principaux suivants :

le rendement global,
la performance énergétique,
l’encombrement des équipements.

Les critères secondaires, mais néanmoins importants, prennent en compte le poids, la consommation d’huile, le niveau acoustique, …

Rendement global de la motorisation

Le rendement global de la motorisation influence le dimensionnement de l’installation et les consommations futures. En effet, à puissance mécanique égale (pour déplacer la charge), meilleur sera le rendement de la motorisation, moins :

le surdimensionnement du moteur et de l’installation électrique sera important,
les consommations énergétiques durant la vie de l’ascenseur seront grandes,
les chutes de tension en ligne perturberont le réseau électrique interne voire externe.

On adopte une règle immuable en terme de rendement :

Plus les équipements de la motorisation sont nombreux,
moins bon est le rendement !

On sait que :

P_électrique = P_mécanique / η _{global de motorisation}

Où :

P_mécanique est la puissance mécanique à l’arbre du treuil,
η _{global de motorisation} est le rendement de la motorisation.

Le rendement global de la motorisation :

η _global = η_{électr_commande} x η_{électr_moteur} x η_{mécan_réducteur} x η_{mécan_treuil}

Le cas des moteurs à traction avec réducteur de vitesse, par rapport à la même motorisation sans réducteur, montre que les intermédiaires occasionnent des pertes et, par conséquent, réduisent la puissance mécanique disponible à la roue de traction pour une même puissance électrique absorbée.

Le tableau suivant permet de comparer les différents rendements globaux en fonction du type de motorisation et en présence ou non d’un variateur de vitesse électronique.

Performance énergétique

Indépendamment du rendement global de la motorisation, la maîtrise de la performance énergétique passe surtout par l’optimisation des courants de démarrage. En effet, le fonctionnement des ascenseurs est plus une succession de démarrages et d’arrêts, où le courant absorbé peut être très important, que de longues courses à courant nominal plus réduit. Ceci est d’autant plus vrai que le trafic est intense; ce qui est le cas des bâtiments du secteur tertiaire.

Il va de soi, qu’à l’heure actuelle, le variateur de vitesse devient un gage de performance énergétique certain et que de prévoir un nouveau projet de conception sans cet équipement :

priverait les utilisateurs d’un confort renforcé (démarrage progressif, mise à niveau précise, …),
occasionnerait des consommations inutiles et des appels de puissance pénalisants au niveau de la pointe quart-horaire.

Le marché s’oriente vers les motorisations avec ou sans réducteur (« gearless ») mais équipés d’un variateur de vitesse statique cumulant différents avantages comme :

le contrôle permanent du couple et de la puissance en optimisant les courants de démarrage et les consommations,
la possibilité de renvoyer de l’énergie sur le réseau électrique durant le freinage,
…

Commande par variation de fréquence.

Sans tenir compte du rendement de la motorisation, la performance énergétique est en fait liée principalement à la gestion des démarrages et des arrêts par le variateur de vitesse.

L’analyse effectuée par le CADDET (Centre for the Analysis and Dissémination of Demonstrated Energy Technologies) sur les consommations d’une motorisation classique par rapport à une motorisation innovante, a mis en évidence des différences énergétiques importantes :

Paramètres	Type de motorisation
Paramètres	Traction classique	Gearless
Vitesse de déplacement de la cabine [m/s]	1	1
Charge de l’ascenseur [kg]	630	630
Puissance du moteur électrique [kW]	5,5	3,3
Calibre de la protection moteur [A]	35	16
Nombre de courses pour 3 mois	27 444
Consommation électrique pour 3 mois [kWh/3 mois]	958	447

Il est clair que l’économie est importante (53 %). Toutefois, pour être tout à fait neutre dans l’étude, la motorisation sans réducteur de vitesse et équipée d’un variateur de fréquence, devrait être comparée à une motorisation classique avec réducteur à vis sans fin, équipée aussi d’un variateur de fréquence. Les économies seraient moins importantes mais tout de même en faveur de la motorisation sans réducteur, de part le meilleur rendement.

Si on reprend le graphique des rendements et qu’à la motorisation classique on adjoint un variateur de vitesse de caractéristiques similaires (au niveau énergétique) à celles du « gearless », l’économie réalisée sur la gestion énergétique optimale du variateur de vitesse est de l’ordre de 31 %. On a donc tout intérêt à envisager une motorisation sans réducteur.

Paramètres	Type de motorisation + variateur de vitesse
Paramètres	Traction classique avec réducteur à vis sans fin	Sans réducteur ou « Gearless »
Rendement	~ 0,55	~ 0,77
% d’économie énergétique due au rendement	–	~ 22
% d’économie due au variateur de fréquence	~ 31 %

Pour en savoir plus sur l’estimation des économies d’énergie faites par le placement d’un variateur de vitesse pour la commande d’une motorisation, cliquez ici !

Encombrement

Une réduction des coûts d’investissement et un gain de place sont liés à la limitation de l’espace nécessaire à la machinerie.

Un constructeur annonce une réduction de l’ordre de 25 % de l’investissement nécessaire à la conception d’un ascenseur sachant que la salle des machines n’est plus nécessaire; ce qui rend le critère d’encombrement crédible.

Pour en savoir plus sur le choix du type d’ascenseur, cliquez ici !

Ici encore, la motorisation sans réducteur (« gearless ») vient révolutionner le monde des ascenseurs dans le sens où la compacité de ce système est impressionnante au point de pouvoir concevoir des projets d’ascenseurs sans salle des machines, en plaçant directement la motorisation dans la gaine et l’armoire de commande compacte à même le dernier palier de l’ascenseur par exemple.

Compacité de la motorisation sans réducteur « gearless ».

Critères secondaires

Les critères secondaires, mais non des moindres, permettent d’affiner le choix de la motorisation. On citera principalement :

le poids,
la consommation d’huile,
le niveau sonore.

La même analyse effectuée par le CADDET (Centre for the Analysis and Dissémination of Demonstrated Energy Technologies) donne des résultats concernant la comparaison des motorisations classiques (moteur à deux vitesses à réducteur à vis sans fin par rapport à une motorisation sans réducteur). Le poids de la motorisation sans réducteur permet d’envisager des projets de conception plus « léger » au niveau de la stabilité.

	Type de motorisation
Paramètres	Traction classique	Gearless
Vitesse de déplacement de la cabine [m/s]	1	1
Charge de l’ascenseur [kg]	630	630
poids de la motorisation [kg]	430	230
Niveau acoustique [dB]	65-75	50-55
Nombre de courses pour 3 mois	27 444
Quantité d’huile nécessaire [litres]	3,5	–

Choix du variateur de vitesse

L’intervention du maître d’ouvrage dans le choix du variateur de vitesse se résumera à conscientiser le bureau d’étude ou le constructeur à tenir compte de différents aspects :

Rendement

Le rendement du variateur de vitesse varie en fonction de la charge et de la vitesse du moteur. En général, il se situe aux alentours de 90-95 %.

Surcouple de démarrage et choix de la puissance

Certains variateurs de vitesse sont prévus pour accepter pendant le démarrage un surcouple (160 % par exemple). Le choix de la puissance d’un variateur de vitesse doit être réalisé pour que le couple donné par le variateur de vitesse au moteur soit le plus proche possible du couple nominal de l’ascenseur; le dimensionnement en tiendra compte.

Pour en savoir plus sur le dimensionnement du variateur de vitesse, cliquez ici.

Le besoin de refroidissement

Les variateurs de fréquence doivent évacuer leurs pertes calorifiques. Le choix du variateur se basera sur la quantification de cette perte et la possibilité d’avoir recours uniquement à la ventilation naturelle.

La compatibilité électromagnétique

La compatibilité électromagnétique des variateurs de vitesse par rapport à leur environnement est importante pour le limiter les perturbations du réseau électrique du bâtiment. En effet, la génération d’harmoniques par le variateur peut entraîner des déclenchements intempestifs de protections, la perturbation des ordinateurs, …

Le choix du variateur tiendra compte de la directive CEM et de la marque CE des équipements.

La récupération d’énergie

Dans le choix d’un variateur de fréquence, on prendra en compte aussi la possibilité de renvoi d’énergie au réseau lors du freinage de l’ascenseur ou lors de la descente de la cabine en charge lorsque la cabine remplie dépasse le poids du contrepoids : le couple résistant peut devenir moteur.

Attention toutefois que si le choix se porte sue une motorisation à vis sans fin, la charge ne peut pas entraîner le moteur électrique car la vis sans fin est un organe mécanique irréversible; le moteur ne peut pas devenir générateur et renvoyer de l’énergie sur le réseau.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Ecole Tanga

Le bâtiment

L’école, située dans une zone suburbaine, se compose de 4 bâtiments de 2 niveaux, pour une surface totale de 9 350 m² :

l’aile A réunit le réfectoire et la cuisine, ainsi que des bureaux.
l’aile B contient principalement des classes.
l’aile C réunit principalement des salles de travail.
l’aile D abrite la salle de sports.

Les bâtiments datent de 1968. Ils ont été partiellement rénovés en 1989 (nouvelles fenêtres) et en 1991 (amélioration de l’isolation thermique). Une nouvelle rénovation a eu lieu en 2000.

Nous nous intéresserons ici particulièrement à l’aile B, d’une surface de 3 672 m². Elle était équipée d’un système de ventilation double flux qui a été remplacé, lors de cette dernière rénovation, par un système de ventilation hybride : une ventilation naturelle avec cheminée solaire, mais assistance d’un ventilateur lorsque nécessaire.

Les caractéristiques thermiques actuelles du bâtiment B :

toiture : 0,12 W/m²K
fenêtres double vitrage : U = 1,76 W/m²K
Murs extérieurs : 0,47 W/m²K

Le système de ventilation

Schéma de fonctionnement de la ventilation hybride dans les classes.

Les classes sont ventilées avec de l’air extérieur. Il est introduit par des grilles en façade (3 ou 4 par classe), et réchauffé dans des conduits circulant au-dessus des convecteurs, avant d’être libéré dans le local. Les grilles de façade sont dessinées et équipées pour éviter l’intrusion de pluie, neige, insectes, etc. Elles peuvent, ainsi que les conduites d’air, être nettoyées facilement manuellement. Les occupants peuvent ouvrir une partie des fenêtres.

Cette ventilation avec de l’air extérieur non filtré est possible grâce à l’environnement suburbain de l’école, sans bruit ou pollution significative.

Convecteur par où l’air est introduit dans les classes.
(Photo Christer Nordström).

L’air est extrait naturellement par des cheminées solaires de 6 m de haut : un vitrage au pied de la souche de cheminée réchauffe l’air extrait ce qui favorise l’effet d’aspiration. Lorsque les conditions extérieures ne sont pas favorables et que le débit d’air extrait naturellement n’est pas suffisant, un ventilateur à fréquence variable permet de compenser.

Photo de la cheminée solaire (photo Christer Nordström) et section transversale.

Il y a une cheminée pour plusieurs classes réparties sur deux niveaux. Lorsque le ventilateur ne fonctionne pas, il est by-passé pour limiter la perte de charge de l’air extrait. Pour obtenir un effet d’aspiration identique aux deux étages, la section d’extraction d’air des classes du premier étage est inférieure à celle des classes du rez-de-chaussée.

Pour éviter les surchauffes, l’éclairage artificiel, de puissance limitée (13 W/m² dans les classes, 8 W/m² dans les couloirs) est géré automatiquement par des détecteurs de présence. Des protections solaires sont prévues mais n’ont pas encore été placées. De plus, un free cooling de nuit peut être organisé en été.

La régulation du système

Les registres d’entrée et d’extraction d’air de chaque classe sont gérés automatiquement en fonction d’une sonde CO₂. Ils commencent à s’ouvrir lorsque la concentration de CO₂ dépasse 1 000 ppm, et sont complètement ouverts au-delà de 1 500 ppm. Le professeur a toujours la possibilité de déroger au mode automatique et d’ouvrir ou de fermer manuellement les registres dans une plage de 50 à 100 % d’ouverture. Pour l’aider dans cette gestion manuelle, une lampe rouge s’allume dans la classe si le niveau de CO₂ dépasse 1 000 ppm.

Le tirage des cheminées est aussi régulé automatiquement en fonction de la différence de température mesurée entre le pied de la souche de cheminée et l’extérieur. Si elle n’est pas suffisante, le ventilateur démarre et le registre du by-pass est fermé.

Une ventilation nocturne est aussi organisée automatiquement en été lorsque la température intérieure dépasse une valeur de consigne.

Les convecteurs sont contrôlés par des vannes thermostatiques.

Le confort

Le confort des classes ventilées naturellement a été évalué par des mesures (température, vitesse d’air, concentration de CO₂…) et par des questionnaires remis aux occupants avant et après rénovation.

Le confort thermique

La température intérieure mesurée pendant un an dans les six classes ventilées naturellement varie entre 20 et 24°C, avec quelques pointes au-dessus de 24°C lorsque la température extérieure est supérieure à 25°C.

L’interrogation des occupants a montré une amélioration du confort, principalement le matin où la température était parfois trop basse, mais une augmentation des courants d’air. Ils apparaissent les jours ensoleillés et froids d’hiver, lorsque les registres sont totalement ouverts pour répondre aux besoins d’une classe remplie.

La qualité de l’air

La concentration de CO₂ est la plupart du temps autour de 1 000 ppm ou en dessous. Elle ne dépasse ce niveau que pour de courtes périodes, et est très rarement au-dessus de 1 500 ppm. D’autre part, le pourcentage d’élèves « souvent gênés par une mauvaise qualité de l’air » a baissé de 25 % avant la rénovation à 16 % après la rénovation.

L’acoustique

La qualité acoustique des bâtiments est jugée comme relativement bonne par les occupants. On note néanmoins une légère augmentation du pourcentage d’occupants « souvent gênés par le bruit » : de 1 % avant rénovation à 5 %. L’amélioration de l’atténuation des bruits extérieurs ne devrait pas être difficile puisqu’il n’y a pour le moment aucun absorbeur de bruit dans les grilles d’entrée d’air des façades.

La gestion

Les membres du personnel apprécient que la ventilation puisse être gérée manuellement, ce qu’ils font souvent.

Les économies d’énergie

Consommation de chauffage

Voici les chiffres de consommation annuelle de chauffage normalisée en kWh/m^² :

Avant rénovation	Prédictions	Mesures après rénovation
85	59	90 …58

Ces deux derniers chiffres appellent à commentaire. La consommation mesurée la première année est supérieure à ce qu’elle sera pendant la vie du bâtiment. En effet, pendant cette première année d’occupation, une ventilation non négligeable est organisée pendant la nuit et les week-ends pour sécher le bâtiment (ouverture complète des registres pendant 10 minutes toutes les heures). Selon les calculs réalisés, une consommation normalisée de 58 kWh/m² devrait être atteinte ensuite.

La réduction des consommations atteinte sera alors de 30 %.

Consommation électrique des ventilateurs

voici les chiffres de consommation annuelle d’électricité pour la ventilation en kWh/m² :

Avant rénovation	Prédictions	Mesures après rénovation
22	17	10

La réduction des consommations atteinte est de 55 %.

Notons que la consommation des ventilateurs du bâtiment B reprend non seulement les ventilateurs des cheminées solaires, mais également les ventilateurs d’un système traditionnel qui ventile les salles de repos, ce qui représente une consommation annuelle de 9,5 kWh/m². Si on ne regarde que les classes équipées maintenant d’un système de ventilation hybride, la consommation des ventilateurs est donc passée de 12,5 à 0,5 kWh/², soit une économie de 96 % !

Rentabilité

Le prix d’investissement et les économies d’énergie réalisées sur le chauffage grâce au système de ventilation hybride utilisé sont du même ordre de grandeur que ceux qui résulteraient du choix d’un système de ventilation traditionnel double flux avec récupérateur de chaleur et simple gestion horaire. Par contre ce système permet une économie conséquente sur les consommations électriques des ventilateurs.

De plus, le système prévu ici peut être géré manuellement, et est plus silencieux qu’une ventilation mécanique. Par contre, le risque de bruits dus à l’environnement extérieur peut représenter un problème.

Le temps de retour calculé sur l’ensemble des investissements est de l’ordre de 17 ans. Mais ce calcul ne tient pas compte du fait qu’un renouvellement était de toute façon nécessaire à cause de la vétusté du matériel, ni de l’amélioration du confort.

Les améliorations à envisager

Pour diminuer encore les consommations …

Un timer devrait être intégré pour limiter la durée de la dérogation manuelle.

Pour améliorer le confort …

Un meilleure adéquation entre la régulation des convecteurs et la température de l’air extérieur introduit dans la classe devrait être mise en place afin d’éviter les courants d’air ponctuels. À terme, il serait souhaitable que la ventilation ne soit pas gérée uniquement en fonction du taux de CO₂ mais également en fonction de la température ambiante.

Enfin, des absorbeurs de bruit devraient être intégrés dans les grilles de prise d’air, surtout pour les classes orientées vers la route.

Conclusion

L’expérience de l’école Tanga montre qu’il est possible de ventiler des classes avec un système hybride relativement simple, pour un coût comparable à celui d’un système de ventilation double flux traditionnel. Le confort est assuré et l’économie d’énergie conséquente. Le système est apprécié par les utilisateurs, particulièrement la possibilité de déroger au contrôle automatique.

Remarque : cette feuille a été rédigée sur base des 2 rapports techniques du groupe de travail de l’annexe 35 de l’AIE suivants :

« Pilot study report : Tanga – Falkenberg, Sweden » – Ake Blomsterbers, Asa Wahlstrom, Mats Sandberg, Sweden
http://hybvent.civil.auc.dk/

« Technical report : Hybrid Ventilation and Control Strategies in the Annex 35 – Case Studies » – July 2002 – Soren Aggerholm from Danish Building and Urban Research, Denmark.
http://hybvent.civil.auc.dk/

Une autre publication existe sur le sujet :

« Hybrid Ventilation in the Tanga School »: Asa Wahlstrom, John Rune Nielsen : actes de la conférence « Performance of Exterior Envelopes of Whole Buildings » VIII, Orlando, USA, Décembre 2-7, 2001

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Récupérer la chaleur sur condenseur de la machine frigorifique [Améliorer – Climatisation]

Principe de fonctionnement

Une machine frigorifique transfère de la chaleur extraite du bâtiment vers l’extérieur.
Il semble dès lors logique de tenter de récupérer la chaleur sur le condenseur de la machine frigorifique.

Fonctionnement du condenseur

En principe, trois opérations successives se passent dans le condenseur de la machine frigorifique :

Évolution des températures du fluide frigorigène
et du fluide de refroidissement.

Dans une machine frigorifique, les gaz qui sont expulsés par le compresseur en fin de compression sont à très haute température (de 70 à 80°C). On dit qu’ils sont surchauffés. Comme la condensation se fait à une température largement inférieure (aux alentours de 40°C, par exemple), une quantité de chaleur va devoir être évacuée des gaz surchauffés pour les amener à leur température de condensation qui correspond à la pression de refoulement (dite pression de condensation). C’est la désurchauffe.
Puis lors de la condensation elle-même, une importante quantité de chaleur va aussi devoir être évacuée pour liquéfier (si possible complètement) le fluide frigorigène gazeux.
Enfin, si les conditions des échanges thermiques dans le condenseur le permettent (température du fluide refroidisseur suffisamment basse, débit du médium de refroidissement suffisamment important), le liquide condensé va subir le sous-refroidissement, ce qui améliore le rendement de l’évaporateur.

Récupération de l’énergie

Dans certains cas, on pourrait envisager de récupérer cette énergie pour chauffer de l’eau ou de l’air, au lieu de la gaspiller en pure perte :

si on a des besoins en eau chaude sanitaire de température pas trop élevée (45° à 50°C),
si on a des besoins de chauffage pour des locaux contigus,
si on veut éviter ou diminuer la puissance de climatisation du local des machines, ou faire des économies d’énergie sur ce poste,
si on veut participer à la lutte contre le réchauffement global de l’atmosphère.

Par exemple, voici ce qui peut être réalisé à partir du préparateur d’eau glacée ci-dessus.

Le fonctionnement normal est de refroidir l’eau glacée à l’évaporateur (cooler). La chaleur contenue dans le fluide frigorigène évaporé est comprimée puis condensée dans un condenseur à air (fonctionnement classique d’une machine frigorifique).

Par contre, si un récupérateur de chaleur est placé, le réfrigérant passe d’abord dans un condenseur à eau (le récupérateur en question) pour donner la chaleur de désurchauffe, puis pour se condenser. Le liquide à haute pression passe au travers du détendeur avant de repasser à l’évaporateur. La chaleur excédentaire est rejetée via le condenseur à air.

La récupération de l’énergie du côté des condenseurs suppose évidemment des investissements supplémentaires par rapport à des machines classiques plus simples

des échangeurs de condenseurs adaptés,
des réservoirs-tampons pour l’eau chaude sanitaire ou de chauffage,
une disposition plus compliquée des tuyauteries,
une bonne évaluation des pertes de charge dans les tuyauteries,
une régulation complète permettant le contrôle correct de toute l’installation, y compris des récupérateurs.

Étant donné les spécificités inhérentes à chaque projet, le rapport entre l’investissement et les économies d’énergie doit faire l’objet de calculs adaptés, à demander aux auteurs de projet. Il faut en effet considérer ensemble la machine frigorifique et les appareils de production d’eau chaude sanitaire ou de chauffage.

Le bilan doit prendre en compte :

l’apport d’énergie « gratuite » par la machine frigorifique,
le fait que l’on doit quand même disposer, en plus des récupérateurs, d’une puissance installée suffisante pour pallier les périodes où la machine frigorifique ne fonctionne pas,
la pénalisation énergétique apportée toute l’année par l’échangeur supplémentaire,
le cas où le condenseur de la machine frigorifique doit assurer à lui seul, l’évacuation de toute la chaleur (lorsqu’il n’y a pas de besoin d’énergie dans les récupérateurs, ou quand ces derniers sont arrivés à leur consigne maximale de température).

Exemple d’application très intéressante :

Le plus logique est de récupérer la chaleur sur le condenseur à air pour chauffer directement l’air d’un local. Ainsi, un supermarché Delhaize à Bruxelles évacue la chaleur du condenseur du groupe frigorifique (armoires de congélation) en créant un rideau d’air chaud à l’entrée du magasin. En été, la chaleur est déviée en toiture par un clapet.

Études de cas

Pour visualiser un exemple de schéma d’une installation avec stockage de glace et récupération de chaleur au condenseur, cliquez ici !

Application sur une installation de ventilo-convecteur 4 tubes

Dans le cas des ventilos-convecteurs à 4 tubes, si le réseau d’eau glacée fonctionne en hiver et en mi-saison, n’y a-t-il pas intérêt à récupérer la chaleur au niveau du condenseur de la machine frigorifique ?

Par exemple, ne pourrait-on pas imaginer que le chauffage apporté vers les locaux en façade Nord soit récupéré sur le condenseur de la machine frigorifique refroidissant le centre informatique du bâtiment ?

En pratique, il semble que ce soit difficile:

La récupération de chaleur risque de se faire à une température trop haute. Les ventilos-convecteurs ont besoin d’eau à 40°…45°C en hiver. Donc la condensation devrait se faire à une température de 50°C. Or, à cette saison, le condenseur peut être refroidi à une température bien inférieure, puisque l’air extérieur est très froid. La récupération risque de pénaliser le COP de la machine frigorifique …
Par exemple, une machine frigo qui prépare de l’eau à 7°C, avec un condenseur à eau refroidi à 27…32°C, génère un COP-froid de 6. Soit 6 kWh froid pour 1 kWh électrique. Pourquoi risquer de dégrader un tel système …?
La récupération de la désurchauffe semble surtout intéressante, puisque les températures y sont plus élevées, mais la quantité d’énergie y est plus faible que dans la phase de condensation (refroidir un gaz libère peu d’énergie par rapport à condenser ce gaz).
Les puissances en jeu ne s’accordent pas forcément puisqu’elles sont antagonistes : en plein hiver, la demande de froid risque d’être trop faible pour apporter de la chaleur utile au réseau d’eau chaude et en mi-saison, la demande de chaleur risque d’être insuffisante pour évacuer la chaleur au condenseur, générant ainsi sa montée en température défavorable.

De plus, en hiver, il y a concurrence avec le procédé de free-chilling qui refroidit directement la boucle d’eau froide avec l’air extérieur. Plutôt que de récupérer au condenseur de la machine frigorifique, celle-ci est totalement arrêtée !

Enfin, il faudrait comparer ce système avec le système DRV (Débit de Réfrigérant Variable) qui dispose d’une version avec récupération d’énergie apte à réaliser ce type de transfert directement au niveau des locaux.

Exemple.

Ci-dessus, d’une part, un réservoir à glace a été adjoint à l’équipement frigorifique, permettant de stocker du froid la nuit au moment où l’électricité est moins chère, pour l’utiliser le jour par la fonte de la glace.

D’autre part, en mi-saison, on récupère la chaleur au condenseur : à ce moment, la chaleur captée dans les locaux à refroidir est récupérée dans les locaux à réchauffer. L’installation est alors particulièrement économe puisque seule la consommation des compresseurs est à fournir.

En plein été, la dissipation de chaleur se fait par un condenseur traditionnel (dit condenseur de rejet). En plein hiver, une chaudière d’appoint reste nécessaire pour vaincre la forte demande.

Application au préchauffage de l’eau chaude sanitaire

L’idée est ici de profiter d’un besoin de chauffage d’un fluide à basse température (la température de l’eau de ville varie entre 5° en hiver et 15°C en été).

Mais le système ne fonctionnera bien que lorsque la puissance de récupération nécessaire est supérieure à la puissance fournie par le condenseur. Autrement dit, il faut que les besoins d’eau sanitaire soient très importants par rapport à la puissance de la machine frigorifique.

Ainsi, dans un immeuble de bureaux, les besoins d’eau chaude sanitaire sont faibles. La température de l’eau sera élevée dans le ballon (…60°C…). Si le condenseur est intégré dans le ballon d’eau chaude sanitaire, la machine frigorifique va travailler avec une pression de condensation élevée. La performance de la machine frigorifique va se dégrader. Si la pression de condensation s’élève encore, le pressostat HP (Haute Pression) de sécurité risque d’arrêter la machine… Un deuxième condenseur en série est alors nécessaire pour éliminer les calories. Le coût de l’installation paraît difficile à rentabiliser. D’ailleurs, faut-il encore de l’eau chaude dans les bureaux ?

Tout au contraire, dans un hôtel, dans un hôpital, dans des cuisines industrielles, des boucheries, … les besoins d’eau chaude sont élevés et une récupération de chaleur au condenseur se justifie tout à fait. Mais un ballon de préchauffage est propice au développement de la légionelle. Il faut donc s’assurer que l’eau séjournera durant un temps suffisamment long dans le dernier ballon : 60°C durant 30 minutes ou 70°C durant 4 minutes, par exemple (en cas de débit de pointe, de l’eau « contaminée » risque de traverser seulement le 2ème ballon).

Schéma 1 : un échangeur thermique parcouru par le fluide frigorigène est inséré au bas d’un ballon d’eau chaude.

Dans le système ci-contre, un simple échangeur thermique (placé en série et en amont du condenseur normal) est inséré au bas d’un ballon d’eau chaude. Par effet de cheminée, la chaleur sera donnée à la zone la plus froide du ballon puis communiquée à l’ensemble du réservoir.

On parle de condenseur-désurchauffeur parce que la désurchauffe des gaz provenant du compresseur aura lieu dans cet échangeur.

La réglementation impose le principe selon lequel il ne doit pas y avoir de contact possible entre le fluide frigorigène et l’eau potable. En cas de perforation de l’enveloppe du fluide, la détérioration éventuelle doit se manifester à l’extérieur du dispositif.

Dans l’échangeur ci-dessus, une double paroi de sécurité est prévue selon DIN 1988.

Schéma 2 : un ballon intermédiaire à double échange est intégré comme interface

On peut également prévoir un système à double échange : deux échangeurs sont intégrés dans un même ballon (1). Le premier échangeur est celui du condenseur de la machine frigorifique, le deuxième est le serpentin de préchauffage de l’eau chaude sanitaire.

Dans ce ballon intermédiaire, il n’y a aucun risque de dépôt calcaire puisque l’eau n’est jamais renouvelée.

En cas de fuite de fluide frigorigène, la pression dans le ballon augmente et une alarme est déclenchée.

Un deuxième condenseur en série est nécessaire pour le cas où le besoin de chauffage de l’eau sanitaire serait insuffisant.

Schéma 3 : en présence d’une boucle de distribution

Le régulateur de température de départ de la boucle utilise l’appoint lorsque le niveau de température du ballon est insuffisant.

Un tel schéma (contrairement au précédent) risque cependant d’être propice au développement de la légionelle, puisque le ballon de récupération peut être à une température inférieure à 60°C durant un temps assez long. Il n’est pas à recommander si des douches sont présentes dans l’installation.

On trouvera de nombreux schémas techniques d’application dans l’excellent ouvrage Climatisation et Conditionnement d’air – Tome 2 – Production de chaud et de froid de J. Bouteloup.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Bilan énergétique d’un cycle de stérilisation

Préliminaire

Durant un cycle de stérilisation, la vapeur produite par le générateur de vapeur sert normalement à chauffer et à « mouiller » la charge à stériliser. Malheureusement, comme dans tout système thermique, il y a des pertes. En effet :

Vu que les isolations du générateur, de la distribution, de la double enveloppe, …, ne sont pas parfaites, ces équipements soumis à des températures internes élevées perdent de la chaleur avec l’ambiance.

Des condensats se forment car la vapeur se condense au contact des parois du système et par échange de chaleur avec la charge à stériliser. Ces condensats sont, en grande partie, évacués par la pompe à vide ou par les purgeurs automatiques et, s’ils ne sont pas récupérés, constituent une perte importante que l’on envoie à l’égout.

Si l’on prend le système dans sa globalité, d’autres pertes sont présentes aussi au niveau de la pompe à vide qui transforme l’énergie électrique en chaleur de compression de la vapeur et en déperditions calorifiques à travers ses parois.

Pour évaluer le bilan énergétique d’un système de stérilisation, il est nécessaire de connaître les différentes pertes.

Le tableau suivant se base sur des données fournies par un constructeur d’autoclave. Il va permettre d’évaluer l’importance énergétique de la récupération des condensats et de l’isolation thermique des équipements.

Fiche de données concernant un autoclave 8 DIN (de l’ordre de 600 litres de volume intérieur)
Description		Consommations	Unité	Remarques
Vapeur		13	kg/cycle
Eau de refroidissement de la pompe à vide	sans recyclage	216	litres/cycle	Temp. 15°C
	circuit semi-fermé	188	litres/cycle
	circuit fermé	16	litres/cycle
Condensats perdus	sans recyclage	229	litres/cycle	Temp. maximum des condensats 70°C
	circuit semi-fermé	201	litres/cycle
	circuit fermé	29	litres/cycle
Pertes des parois	double enveloppe	2,1	kW
	chambre porte fermé	0,5
	chambre porte ouverte	1,4
	générateur	0,8
Électricité générateur		8,6	kWh/cycle
Électricité pompe à vide		2,2	kW

Enfin, on estime les durées des phases sur base d’un cycle pratique raisonnable (avec un temps de phase plateau de 10 minutes) :

Évolution de la pression et de la température de la chambre de stérilisation durant un cycle.

Durée moyenne des phases de stérilisation
Phases	Durée estimée en % de cycle
Prétraitement	33
Plateau de stérilisation	33
Séchage	33
Fonctionnement de la pompe à vide	50

Les durées des phases de stérilisation sont en constante évolution et dépendent des services de stérilisation centrale. Alors que le cycle théorique pour une température de 134 °C est de 3 minutes, on assiste à une augmentation importante des temps de la phase plateau. Certains services de Stérilisation Centrale n’hésitent pas à recommander des valeurs de temps de plateau de stérilisation de l’ordre de 18 voire 20 minutes; ce qui accroît sensiblement les temps de cycle mais aussi les consommations.

Condensats formés dans les équipements

Pendant toute la durée d’un cycle, des condensats se forment dans les différents équipements de l’installation de stérilisation. Pour établir le bilan énergétique, il est nécessaire de les différencier car certains condensats sont récupérables et d’autres pas.
Les condensats formés dans :

Le générateurs sont automatiquement récupérés,
la distribution et la double enveloppe, ne sont pas nécessairement récupérés (dépend de l’option prise par le constructeur),
la chambre de stérilisation, sont mélangés avec le grand débit d’eau froide de la pompe à vide et sont perdus sous forme d’effluents puis mis à l’égout parce que contaminés.

L’énergie résiduelle contenue dans les condensats est faible par rapport à celle contenue dans la vapeur et, par conséquent, difficilement valorisable (on passe de 2 727 [kJ/kg] à 568 [kJ/kg], soit une perte de 80 % de l’énergie initiale).

Condensats dans le générateur

S’il y a formation de condensats dans le générateur c’est seulement en tout début ou en fin de journée lorsque les parois du générateur sont froides ou se refroidissent. En cours de journée, lorsque la masse de l’enveloppe du générateur a accumulé la chaleur, sans injection de vapeur dans la chambre de stérilisation, les pertes à travers les parois se traduisent par la nécessité d’un appoint de chaleur mais pas ou peu d’appoint d’eau.

Soit :

condensats = h »_{vapeur à 3 bar 134°C} – h’_{eau à 3 bar 134°C} = 2 727 [kJ/kg] – 568 [kJ/kg]

condensats = 2 159 [kJ/kg]

le tableau ci-dessus nous donne des pertes au travers des parois du générateur de l’ordre de 0,8 [kW].

On estime l’appoint d’eau nécessaire pour équilibrer les déperditions calorifiques à travers les parois à :

m_{condensats_g} = Pertes parois / Q_condensats

m_{condensats _g} = 0,8 [kW] x 0.75 [h] x 3 600 [s/h] / 2 159 [kJ/kg]

m_{condensats_g} est de l’ordre de 1 [kg] à 134 [°C]

En rappelant que cette quantité de condensats est récupérée dans le générateur.

Condensats dans la distribution et la double enveloppe

Le système de distribution de stérilisation est conçu de manière à récupérer les condensats par gravité vers les points de purges ou vers le générateur :

Dans le cas d’une récupération des condensats (par gravité ou via une pompe à condensats ) vers le générateur, il n’y a pas de perte d’eau et on récupère l’énergie résiduelle (très faible).

Dans le cas contraire, non seulement il faudra un appoint d’eau mais aussi un surplus d’énergie pour compenser l’énergie résiduelle perdue avec les condensats mis à l’égout.

Dans le cas étudié ici, les condensats de la distribution et de la double enveloppe sont évacués directement à l’égout. L’énergie perdue à travers les parois correspond grosso modo à l’énergie nécessaire à la condensation de la vapeur.

Soit :

Q_condensats= h »_{vapeur à 3 bar 134°C} – h’_{eau à 3 bar 134°C} = 2 727 [kJ/kg] – 568 [kJ/kg]

Q_condensats= 2 159 [kJ/kg]

Or le tableau ci-dessus donne des pertes au travers des parois de la double enveloppe de l’ordre de 2,1 [kW].

De plus la durée d’un cycle est de l’ordre de 0,75 [h]

On estime la quantité de condensats perdus par déperdition calorifique au travers des parois à :

m_{condensats_de} = Pertes parois / Q_condensas

m_{condensats _de} = 2,1 [kW] x 0.75 [h] x 3 600 [s/h] / 2 159 [kJ/kg]

m_{condensats _de} = 2.6 [kg]

Condensats de la chambre de stérilisation

Les condensats dans la chambre de stérilisation se forment par échange thermique de la chaleur de la vapeur avec la charge à stériliser et les parois de la chambre. Ils sont évacués via la pompe à vide pendant les phases de prétraitement et de séchage. L’énergie initiale contenue dans la vapeur d’eau préparée par le générateur est donc perdue en partie:

à travers les parois sous forme de condensats,
dans la charge qui se réchauffe sous forme de condensats aussi,
dans la vapeur occupant le volume de la chambre.

Exemple.

Quelle est la quantité de condensats récoltés par la réchauffe d’une charge classique ?

8 conteneurs d’outils de chirurgie en acier inoxydable d’une masse de 6 kg/conteneur ont une chaleur massique de C_charge = 0,5 [kJ/kg.°C].

A 134°C, la charge prend une énergie à la vapeur:

Q_charge = m_charge x C_charge x ( T_vapeur – T_ambiance)

Q_charge = 48 [kg] x 0,5 [kJ/kg.°C] x (134 – 30) [°C]

Q_charge = 2 496 [kJ]

La chaleur prise par la charge à la vapeur est la chaleur de condensation à 3 bar et 134°C.

Soit :

Q_charge = h »_{vapeur à 3 bar 134°C} – h’_{eau à 3 bar 134°C} = 2 727 [kJ/kg] – 568 [kJ/kg]

Q_condensats= 2 159 [kJ/kg]

On en déduit la quantité de condensats due à l’échauffement de la charge :

m_condensats= Q_charge / Q_condensas

m_condensats= 2 496 [kJ] / 2 159 [kJ/kg]

ou,

m_condensats= 1,2 kg

Pour les charges de linge de chirurgie (vêtements de chirurgien, champs opératoires, …) on peut atteindre des consommations plus importantes. Pour le stérilisateur considéré ci-avant, un cycle moyen consomme 13 kg de vapeur qui se retrouve sous forme de condensats.

L’évacuation des condensats , si l’on ne met pas en place un système de récupération de chaleur sur la vapeur, a pour conséquence qu’une grande partie de l’énergie contenue dans la production initiale de vapeur est rejetée à l’égout. En effet, en fin de cycle, la vapeur issue du générateur, transitant dans la double enveloppe et dans la chambre de l’autoclave est aspirée par la pompe à vide et envoyée dans le séparateur. Dans cet équipement, la vapeur résiduelle est envoyée à l’atmosphère et la vapeur condensée mélangée à l’eau de l’anneau liquide à l’égout.

Il est donc nécessaire de mettre en place un système de récupération de la chaleur résiduelle de la vapeur et de quantifier la récupération possible de cette énergie.

Condensats formés suivant la phase du cycle

On s’attarde ici sur la formation des condensats en fonction de la phase dans la chambre et en aval de celle-ci. Rappelons qu’un cycle est formé de 3 phases distinctes :

le prétraitement,
le « plateau » de stérilisation,
le séchage.

1. Effet dans la chambre de stérilisation

La succession de vide et d’injection de vapeur a pour but d’enlever l’air de la chambre de stérilisation et de la charge et d’utiliser le pouvoir mouillant de la vapeur saturée afin de garantir une stérilisation optimale. Pendant cette phase, la vapeur injectée se condense en grande partie et cède sa chaleur de condensation :

à l’ambiance à travers les parois des portes (dépendant de la qualité d’isolation),
à la charge à stériliser.

À noter que la vapeur se condense très peu au contact de la paroi la séparant de la double enveloppe car celle-ci est à une température de contact de l’ordre de 134°C (l’acier étant un bon conducteur de la chaleur avec λ = 25 W/m.K).
Il est utile aussi de préciser qu’à chaque cycle :

De vide, les condensats de fond de cuve sont évacués et ceux présents au sein d’une charge poreuse (linge par exemple) se vaporisent à nouveau et sont évacués sous forme gazeuse.

D’injection de vapeur, toutes les masses en contact avec la vapeur se réchauffent pour se rapprocher de la condition de température de la phase de stérilisation; la vapeur cédant son énergie en condensant.

Lorsqu’on est en fin de prétraitement, la vapeur ne se condense pratiquement plus, si ce n’est que pour compenser la perte d’énergie à travers les parois.

Quelle est la quantité de condensats récoltée pendant le prétraitement et la stérilisation ?

Si on considère que :

La charge est constituée d’un équivalent de 40 kg d’eau sous 3 bar (cas d’une charge à forte chaleur massique: 4,18 kJ/kg.K qui ne se vaporise pas pour des températures > 100 °C).

La durée d’un cycle moyen est de 0,75 [h].

Le volume de la chambre est de 0,6 m³.

Les phases de prétraitement et de stérilisation sont constituées de 4 vides et de 4 injections de vapeur à 1 bar.

La vapeur injectée dans la chambre ne se condense pratiquement pas au contact de la paroi de la double enveloppe (les températures de part et d’autre de la paroi séparant la double enveloppe de la chambre sont identiques).

Température initiale de la charge est la température ambiante soit 25°C.

1^er vide

La pompe à vide évacue de l’air chaud. Ce vide a peu d’influence sur le bilan énergétique.

Injection de vapeur

De la vapeur à 1 bar 100°C est injectée. Elle échange sa chaleur de condensation avec la charge et les portes.

Soit :

Q_{condensats _ch} = h »_{vapeur à 1 bar} – h’_{eau à 1 bar} = 2 576 [kJ/kg] – 417 [kJ/kg]

Q_{condensats _ch} = 2 160 [kJ/kg]

En répétant le même exercice avec une pression de 3 bar :

Q_{condensats _ch} = h »_{vapeur à 3 bar} – h’_{eau à 3 bar} = 2 727 [kJ/kg] – 561 [kJ/kg]

Q_{condensats _ch} = 2 166 [kJ/kg]

On constate que les chaleurs latentes de condensation sont + semblables et on ne se trompe pas en prenant les 2 159 [kJ/kg] comme référence.

Ces 2 160 [kJ/kg] servent à réchauffer la charge depuis la température ambiante de 25 [°C] jusqu’à une température inconnue au cœur de la charge. Sachant que le but final, suite à la 4^ème injection, est idéalement d’atteindre 134 [°C] au cœur de la charge (en pratique on n’y arrive pas), on considère les 4 injections comme une seule et même injection.

Soit pour chauffer 40 [kg] d’un équivalent en eau de 25 [°C] à 134 [°C], il est nécessaire de condenser :

m_{condensats _ch} = m_charge x C_charge x ΔT / Q_{condensats _ch}

m_{condensats _ch} = 40 [kg] x 4,18 [[kJ/kg.K] x (134 – 25) [°C] / 2 159 [kJ/kg]

m_{condensats _ch} = 8,4 [kg]

Une quantité supplémentaire d’énergie de condensation est nécessaire pour réchauffer les portes de la chambre qui échange avec l’ambiance. Or

le tableau ci-dessus donne des pertes au travers des parois de la chambre de l’ordre de 0,5 [kW].

On estime donc l’appoint de vapeur nécessaire à équilibrer les déperditions calorifiques au travers des parois à :

m_{condensats _po} = Pertes parois / Q_{condensats _po}

m_{condensats _po} = 0,5 [kW] x 0.75 [h] x 3 600 [s/h] / 2 159 [kJ/kg]

m_{condensats _po} = 0,6 kg

A chaque injection, comme on l’a vu, une partie de la vapeur se condense et l’autre reste à l’état de vapeur à 1 bar. Cette phase gazeuse occupe le volume de la chambre diminuée du volume de la charge.

Si on considère que :

La contenance de la chambre est de l’ordre de 0,6 [m³] diminuée du volume de la charge, soit 0.04 [m³].

La vapeur à 1 bar 100 °C a un volume massique v »de 1,7 [m³/kg] et de 0,6 [m³/kg] à 3 bar 134°C;

A la fin des 3 premières injections, cela donne :

m_{vapeur_123}= (0,6 [m³] – 0,04 [m³]) / 1,7 [m³/kg]

m_{vapeur_123}= 3 x 0,33 = 1 [kg]

En phase de stérilisation (4^ème injection), pour maintenir le plateau, on a besoin de :

m_{vapeur_4} = 0,56 [m³] / 0,6 [m³/kg]

m_{vapeur_4} = 0,9 [kg]

En phase de prétraitement et de stérilisation, on obtient une quantité totale de vapeur consommée.

Sachant que :

Les condensats formés dans le générateur n’interviennent pas (ils sont recyclés).

Le tableau du constructeur nous donne 13 [kg] de consommation de vapeur par cycle.

m_vapeur = m_{condensats _de} + m_{condensats _ch} + m_{condensats _po} + m_{vapeur_1234}

m_vapeur = 2,6 + 8,4 + 0,6 + 1 + 0,9

m_vapeur = 13,5 [kg]

A comparer avec les 13 [kg] de vapeur annoncés par le constructeur.

Les étapes de vides successifs

À partir du second vide jusqu’au 4^ème inclu, la pompe aspire de la chambre à la fois de la vapeur initialement à 1 [bar] de pression et des condensats à + 100 [°C].

En tout début de la phase de sèchage (5^ème vide), on retire de la vapeur initialement à 3 [bar] et des condensats à + 134 [°C].

Ensuite, en amont de la pompe et dès l’instant où la pression diminue, il y a revaporisation d’une partie des condensats (flashing) et diminution de la température de la vapeur encore présente sous forme gazeuse (expansion du volume occupé par la vapeur).

2. Effet dans la pompe à vide

Énergie de compression

Durant la compression d’un gaz, l’énergie utilisée pour la compression (énergie électrique du moteur d’entraînement) est pratiquement toute transformée en chaleur. Cette chaleur est absorbée par le liquide de refroidissement de la pompe (l’eau de l’anneau liquide) et évacuée.
Dans la pratique, on considère que 10 % de la quantité d’énergie fournie par la pompe est évacuée par le carter de la pompe vers l’ambiance; ce qui signifie que les 90 % de l’énergie restante sont transmis au liquide de refroidissement au niveau de l’anneau liquide :

Soit :

La chaleur de compression Q_compression = 0,9 x P_électriquede la pompe.

Pour une pompe de 2,2 kW, on a :

Q_compression = 0,9 x 2,2 [kW] = 1,98 kW

La durée de fonctionnement de la pompe à vide est de l’ordre de 0,5 x durée du cycle.

L’énergie de compression (produite dans l’eau de refroidissement) pendant 0,5 x 0,75 [h] (durée du cycle) est donc de l’ordre de 1 [kWh].

Bilan énergétique

A chaque période de fonctionnement de la pompe à vide, c’est un mélange de vapeur et d’eau (titre difficile à évaluer) qui traverse la pompe à vide :

Les 4 vides successifs de la phase de prétraitement contiennent une grande majorité des condensats avec une phase vapeur (phénomène de flashing ou de revaporisation à faible pression en amont de la pompe).

Le dernier vide (celui de séchage) ne retire pratiquement plus de condensats mais de la vapeur initialement à une pression de 3 bar. C’est à ce moment là qu’il faut être attentif à la température de fonctionnement de la pompe. Cependant, il faut toutefois faire remarquer qu’une basse pression en amont de la pompe (au fur et à mesure que le vide s’installe) réduit la température de la vapeur (pour 0,05 [bar] de pression, la température est de l’ordre de 24 [°C] en régime stable); ce qui signifie que l’on ne doit pas s’attendre à une température trop élevée au niveau de l’anneau liquide. Dans la pratique, c’est effectivement le cas.

En pratique, la pompe à vide ne peut être efficace que si la température de l’anneau liquide reste au-dessous d’une valeur raisonnable (de l’ordre de 35°C). De plus, le débit d’eau de refroidissement alimentant l’anneau liquide doit être limité en terme de consommation; ce qui signifie que la vapeur aspirée risque, par son enthalpie élevée au début de la phase de pompage :

de compromettre la qualité du vide,
d’induire des contraintes thermiques dans la pompe,
de vaporiser localement l’anneau liquide.

Il est donc utile de diminuer la température de la vapeur, voire de la condenser. C’est pour cette raison que certains constructeurs placent un échangeur de chaleur avant la pompe à vide; le tout étant de récupérer la chaleur latente de condensation pour un autre process (réchauffer l’eau des thermo-laveur par exemple ?).

Il est possible de calculer approximativement dans quel état se trouve la vapeur en sortie de pompe à vide (sous forme vapeur ou condensée) en évaluant la valeur de l’enthalpie de sortie et en se basant sur les débits repris dans la

fiche technique du constructeur.

Phase de prétraitement

Pendant la durée du prétraitement, un bilan d’énergie établi au niveau de la pompe donne :

m_{liquide de refroidissement}x h’_{eau à 15°C} + m_vapeur x h »_1 bar + m_condensatsx h’_1 bar

+ Q_compression x 3 600 [s/h]

(m_{liquide de refroidissement}+ m_{condensats + vapeur}) x h

où :

durée _{moyenne de pompage_prét.} = 0,4 x durée _{moyenne de pompage_tot.}
T°_{entrée liquide de refroidissement}= 15 [°C] idéalement
Q_compression = 1 [kWh/cycle]
m_{vapeur_123} = 1 [kg]
m_{condensats _pav} = 8,45 + 0,62 = 9 [kg]
m_{liquide de refroidissement _tot.}= 216 [kg]
h’_{eau à 15°C} = 63 [kJ/kg]
h »_1 bar = 2 675 [kJ/kg]
h’_1 bar = 417 [kJ/kg]

On fait l’hypothèse que :

la chaleur de compression est faible,
la vapeur se condense dans la pompe à vide au contact de l’anneau liquide.

Le bilan énergétique de la pompe donne :

216 [kg] x 0,4 x 63 [kJ/kg] + 1 [kg] x 2675 [kJ/kg] + 9 [kg] x 417 [kJ/kg]

(0,4 x 216 [kg] + 10 [kg]) x h

Enfin,

h = 123 [kJ/kg] c’est de l’eau

Puisqu’il faut 418 [kJ/kg] de chaleur sensible pour atteindre 100 [°C], 123 [kJ/kg] correspondent à 29 [°C].

Phase de séchage

Pendant la durée du séchage, l’égalité des énergies d’entrée et de sortie au niveau de la pompe donne:

m_{liquide de refroidissement}x h’_{eau à 15°C} + m_vapeur x h »_3 bar

+ Q_compression x 3 600 [s/h]

(m_{liquide de refroidissement}+ m_vapeur) x h

où :

durée _{moyenne de pompage_séch.} = 0,6 x durée _{moyenne de pompage_tot.}
T°_{entrée liquide de refroidissement}= 15 [°C] idéalement
Q_compression = 1 [kWh/cycle]
m_{vapeur_4} = 0,9 [kg]
m_{liquide de refroidissement _tot.}= 216 [kg]
h »_3 bar = 2 726 [kJ/kg]

On fait l’hypothèse que :

La chaleur de compression est faible,
qu’il n’y a plus de condensats dans la chambre,
la vapeur se condense dans la pompe à vide au contact de l’anneau liquide.

On a l’égalité des énergies entrantes et sortantes dans la pompe :

216 [kg] x 0,6 x 63 [kJ/kg] + 0,9 [kg] x 2726 [kJ/kg]

(0,6 x 216 [kg] + 0,9 [kg]) x h

Enfin :

h = 81 [kJ/kg] c’est de l’eau qui sort

Soit de l’eau à 20°C.

Bilan énergétique total

Ce bilan permet d’évaluer l’importance des différentes pertes du système de stérilisation.

Calcul

Sur la base du tableau du constructeur, on compare les niveaux d’énergie d’entrée et de sortie du système de stérilisation.

Au vu des résultats précédents, on fait l’hypothèse que :

La température de sortie du liquide de refroidissement ne dépasse pas 35 [°C] (petite marge de sécurité par rapport à 29°C : dans la pratique, les températures peuvent être un peu plus hautes).

Les condensats de la double enveloppe ne sont pas récupérés.

La chaleur de compression est faible.

(m_{eau_gén.} + m_{liquide de refroidissement}) x h’_{eau à 15°C} + m_vapeur x (h »_3 bar– h’_{eau à 15°C})

(m_{liquide de refroidissement}+ m_{condensats _ch} + m_{condensats _po} + m_{vapeur_1234}) x h’_{eau à 35°C}

+ m_{condensats _de} x h’_3 bar + Pertes_parois + E_{résiduel_ch.}

où :

durée_{moyenne_cycle} = 0,75 [h]
durée _{moyenne de pompage_tot.} = 0,5 x durée_{moyenne_cycle}
T°_{entrée liquide de refroidissement}= 15 [°C] idéalement
Q_compression = 2,2 [kW] x 0,75 [h] x 0,5 = 0,82 [kWh]
m_vapeur = 13 [kg]
mcondensats = 8,45 + 0,62 = 9 [kg]
m_{liquide de refroidissement}= 216 [kg]
h’_{eau à 15°C} = 63 [kJ/kg]
h’_{eau à 35°C} = 150 [kJ/kg]
h »_1 bar = 2 675 [kJ/kg]
h »_3 bar = 2 726 [kJ/kg]
h’_1 bar = 417 [kJ/kg]
h’_3 bar = 561 [kJ/kg]

Le bilan énergétique dans la pompe donne :

(13 + 216) [kg] x 63 [kJ/kg] + 13 [kg] x 2726 [kJ/kg] + 0,82 [kWh] x 3 600 [s/h]

(216 + 8,4 + 0,6 + 1 + 0,9) [kg] x 150 [kJ/kg] + 2,6 [kg] x 561 [kJ/kg]

+ (2,1 + 0,8 + 0,5) [kW] x 0,75 [h] x 3 600 [s/h] + E_{résiduel_ch.}

Enfin,

E_{résiduel_ch.} = 2,25 [kWh]

On peut résumer le bilan énergétique dans le tableau suivant :

Bilan global	t° effluents: 35 °C		t° effluents: 28 °C
Énergies en entrée	kWh/cycles	%	kWh/cycles	%
Générateur	10	68	10	68
Pompe à vide	4,6	32	4,6	32
Énergies en sortie	kWh/cycles		kWh/cycles
Mélange condensats et liquide de refroidissement	9,4	64	7,4	50
Condensats de la double enveloppe	0,4	4	0,4	4
Pertes des parois	2,5	17	2,5	17
Chaleur résiduelle de la charge et de la cuve vers l’ambiance	2,2	15	4,2	29

Conclusions

On voit qu’une grande partie de l’énergie de départ est perdue dans les effluents de la pompe à vide sous forme d’un mélange de condensats , de liquide de refroidissement et de vapeur.

Suivant la capacité de la charge stérilisée à accumuler l’énergie de la vapeur, les proportions d’énergie perdue peuvent changer (réduction de la température des effluents: 28 °C au lieu de 36 °C).

L’énergie perdue dans les effluents est difficilement valorisable (basse température) puisqu’il n’y a plus de chaleur latente.

Comparaison des cycles de récupération

Au vu du bilan évalué ci-dessus, si des dispositifs de récupération du mélange des condensats et du liquide de refroidissement ne sont pas prévus, 50 à 68 % de l’énergie initiale est mise à l’égout. Malheureusement, ces effluents ont encore peu de valeur énergétique (faible température). Néanmoins, les constructeurs proposent donc des systèmes de récupération sur le liquide de refroidissement de la pompe à vide pour juste réduire les seules consommations d’eau.

Dès lors, il est intéressant de comparer les différents systèmes de récupération de chaleur sur le liquide de sortie de la pompe à vide par rapport au circuit ouvert où l’on ne récupère rien.

Circuit ouvert

À partir des chaleurs de compression de la pompe à vide et de celles échangées avec l’anneau liquide sous forme de condensation de la vapeur résiduelle et du mélange des condensats issus de la chambre, il est possible de connaître la température moyenne du mélange à la sortie de la pompe à vide pendant un cycle.

À noter que l’on fait une simplification : la vapeur issue de la chambre de stérilisation est entièrement condensée; ce qui n’est pas tout à fait vrai en pratique :

Au début de la phase de séchage, lorsque la pompe à vide démarre, elle voit passer une certaine quantité de vapeur qui se mélange à l’anneau liquide ne se condense que partiellement. Dans le séparateur, la vapeur est à 1 bar 100°C et évacuée à l’atmosphère (énergie noble à haute valeur ajoutée difficilement récupérable).

En cours et en fin de phase de vide, la vapeur résiduelle est directement condensée et mélangée au liquide de refroidissement.

Circuit ouvert .

Soit :

T°_{sortie condensats}= T°_{entrée liquide de refroidissement}+

(Q_compr. + m_condensatsx h’_1bar + m_{vapeur_123} x (h »_1bar – h’_1 bar) + m_{vapeur_4} x (h »_3 bar – h’_1 bar) )

/ m_{liquide de refroidissement} x Cp_{liquide de refroidissement})

Où :

durée d’un cycle = 0,75 [h]
T°_{entrée liquide de refroidissement}= 15 [°C] idéalement
Q_compression = 0,54 [kWh/cycle]
m_condensats= 9 [kg/cycle]
m_{vapeur_123} = 1 [kg/cycle]
m_{vapeur_4} = 0,9 [kg/cycle]
m_{liquide de refroidissement}= 216 [kg/cycle]
Cp_{liquide de refroidissement}= 4,18 [kJ/kg.K]
h »_1 bar = 2 675 [kJ/kg]
h »_3 bar = 2 726 [kJ/kg]
h’_1 bar = 417 [kJ/kg]
h’_3 bar = 561 [kJ/kg]

On a donc :

T°_sortie = 15 [°C]+ (0,74 [kWh] x 3 600 [s/h] + 9 [kg] x 417 [kWh/kg] + 1 [kg] x (2675 – 417) [kWh/kg] + 0,9 [kg] x (2726 – 417) [kWh/kg]) / (216 [kg] x 4,18 [kJ/kg.K])

D’où,

T°_sortie = 15 [°C]+ 12 [°C] = 27 [°C]

Il ne faut pas oublier que c’est une température moyenne sur un cycle; ce qui signifie que l’on pourrait avoir des températures plus importantes temporairement. Par exemple, en début de phase de sèchage, on risque de se retrouver avec de la vapeur pure en contact avec l’anneau liquide et, par conséquent, de momentanément réduire les performances de la pompe. Cependant, il faut nuancer ces derniers propos car c’est vrai que la vapeur est présente mais à faible pression et, par conséquent, à température réduite.

Récupération en circuit semi fermé

Circuit semi fermé.

Dans ce type de circuit, à la sortie du séparateur on récupère une partie des effluents que l’on mélange à un appoint de liquide de refroidissement en amont de la pompe à vide. A noter que la quantité d’eau froide d’appoint correspond à celle évacuée à l’égout.

Ce système permet de gagner quelques litres d’eau du liquide de refroidissement.
L’optimum au niveau du débit d’appoint passe par la relation :

Débit_appoint = Débit_{liquide de refroidissement}x (T°_{sortie condensats}– T°_{entrée liquide de refroidissement}) / (T°_{sortie condensats}– T°_appoint)

Considérons la pompe à vide prise comme exemple plus haut. La qualité du vide dépend de la température moyenne du l’eau de refroidissement. En effet, plus la température de l’anneau liquide est élevée moins le vide est poussé.

Pour un même débit de liquide de refroidissement dans la pompe à vide, si on se limite à une valeur de température de l’anneau liquide de 20°C, il est nécessaire de recalculer la température de sortie de la pompe à vide.

On a donc :

T°_sortie = 20 [°C]+ (0,74 [kWh] x 3 600 [s/h] + 9 [kg] x 417 [kWh/kg] + 1 [kg] x (2675 – 417) [kWh/kg] + 0,9 [kg] x (2726 – 417) [kWh/kg]) / (216 [kg] x 4,18 [kJ/kg.K])

D’où,

T°_sortie = 20 [°C]+ 12 [°C] = 32 [°C]

On en déduit le débit d’appoint :

Débit_appoint = 0,216 [m³/cycle] x (32 [°C] – 20 [°C]) / (32 [°C] – 15 [°C])

Débit_appoint = 0,152 [m³/cycle]

Ce qui s’exprime par une réduction des débits d’appoint de liquide de refroidissement et de rejet des condensats . Soit une réduction de 30 % :

de la consommation d’eau de refroidissement,
des pertes d’énergie par rejet à l’égout.

Récupération en circuit fermé

Circuit fermé.

Certains constructeurs propose dans leur gamme standard un circuit où le liquide de refroidissement de la pompe à vide travaille en circuit fermé. A la sortie du séparateur, le liquide de refroidissement est refroidi dans un échangeur branché sur un circuit de climatisation par exemple.

Une autre possibilité pourrait être envisagée. Plutôt que de brancher l’échangeur sur un circuit de climatisation, pourquoi ne pas profiter de l’énergie résiduelle de sortie de la pompe à vide, certe faible, pour réchauffer la bâche tampon de la production d’eau osmosée.

Considérons la pompe à vide prise comme exemple plus haut.

Pour un même débit de liquide de refroidissement dans la pompe à vide, si on se limite à une valeur de température de l’anneau liquide de 20°C, on a vu que la température de sortie de pompe en moyenne avoisinait 32 [°C].

Pour calculer la puissance de l’échangeur nécessaire pour réduire la température de 32 [°C] à 20 [°C] de l’eau de l’anneau liquide, on doit évaluer :

m_{liquide de refroidissement}= 229 [kg/cycle];
durée d’un cycle = 0,75 [h/cycle];
durée _{moyenne de pompage_tot.} = 0,5 x durée_{moyenne_cycle}
C_{liquide de refroidissement}= 4,18 [kJ/kg.K];
rendement d’un échangeur à plaque est de l’ordre de 95 %.

D’où la puissance de l’échangeur :

P_échangeur [kW] = C_{liquide de refroidissement}[kJ/kg.°C] x m_{liquide de refroidissement}[kg/cycle] x

durée d’un cycle [h/cycle] x (T_entrée– T_sortie) [°C]

P_échangeur [kW] = 4,18 [kJ/kg.K] x 229 [kg/cycle] x (32- 20) [°C] / (3 600 [s/h] x 0,75 x 0,5 [h/cycle])

P_échangeur = 8.5 [kW]

On en déduit le débit d’eau glacée au primaire :

m_{eau glacée} [kg/h] = P_échangeur [kW] / (C_{liquide de refroidissement}[kJ/kg.°C] x (t_entrée– t_sortie) [°C])

m_{eau glacée} [kg/h] = 8.5 [kW] x 3 600 [s/h] [s/h] / (4,18 [kJ/kg.K] x 5 [°C] x 0,95)

m_{eau glacée} = 1 542 [kg/h] ou 1,5 [m³/h] ou encore 25 [l/min]

Avec :

C_{eau glacée} = 4,18 [kJ/kg.K];
(t_entrée– t_sortie) = 5 [°C].

Ce qui ne représente pas grand chose comme énergie prise au circuit d’eau glacée.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir le réseau de distribution [ventilation]

Ordre de grandeur

Voici les valeurs de pertes de charge maximum recommandées par SIA (Société suisse des ingénieurs et architectes) pour l’ensemble d’un réseau de ventilation, ce qui comprend la pulsion, l’extraction et l’éventuelle récupération de chaleur :

Recommandations SIA V382/3 : pertes de charge totales du système
Pour toutes les installations	1 200 [Pa]
Pour les installations énergétiquement très performantes	900 [Pa]
À titre de comparaison, en moyenne dans les anciennes installations	1 500 à 2 000 [Pa]

Ces valeurs peuvent être comparées aux valeurs calculées par les concepteurs du nouveau réseau de ventilation.

Tracé du réseau

La règle générale est de dessiner le réseau le plus simple possible

Pour limiter au maximum les pertes de charge,
Pour faciliter l’équilibrage et la maintenance.

Tout d’abord, il faut toujours essayer d’obtenir le réseau le plus court possible.

Dans les grands réseaux, il peut être judicieux de subdiviser l’installation en plusieurs réseaux autonomes. Ceci peut permettre une gestion en fonction de zone à occupation homogène et facilite la protection au feu et les modifications ultérieures.

Ensuite, le tracé doit comporter un minimum de coudes, de dérivations, de changements de section. Le dessin de ces perturbations doit aussi faire l’objet d’une attention particulière.

Voici une série de tracés qui peuvent être considérés comme corrects et les tracés qu’il faut éviter pour limiter les pertes de charge :

Emplacement des conduits

Un réseau de conduit de ventilation peut prendre place à divers endroits dans le bâtiment. Suivant qu’il est apparent, caché ou inaccessible sont entretien et son éventuel remplacement sera plus facile ou impossible.

Les conduits apparents ont plusieurs avantages sur des conduits placés en faux plafonds (ou planchers ou encastrés dans les murs) ou noyés dans une chape : l’accessibilité est favorisée, l’inertie de la dalle n’est pas entravée et il est possible d’utiliser un conduit diffusant qui favorise une meilleure répartition de la température dans la pièce et permet de se passer de bouche de pulsion. Ce type de conduit est très efficace pour les salles hautes de grands volumes comme les salles de sports où une esthétique particulière n’est pas recherchée.

Les conduits cachés, argument esthétique par excellence, dans un faux plafond ou plancher ou encastrés dans les murs sont les solutions les plus courantes. Les conduits restent accessibles (via une trappe, trémie amovible ou armoire) pour en effectuer des contrôle et un nettoyage.

Le conduites noyés dans une chape de béton n’est pas une solution idéale dans la mesure où une fois les conduits installés et la dalle coulée, plus aucune modification ne pourra y être apporté !

Outre, l’emplacement des conduits, la position du groupe de ventilation ou du caisson de traitement d’air conditionnera aussi certains choix dont l’isolation thermique des conduits.

Forme et matériau des conduits

Il existe des conduits rectangulaires et des conduits circulaires. En regard des avantages et des inconvénients de ces deux types de conduit, il est préférable de favoriser, si l’encombrement le permet, le placement de conduits circulaires rigides avec joints (de préférence doubles) aux raccords :

Leur étanchéité est nettement supérieure. Étanchéifier correctement un conduit sur chantier relève de l’exploit. De plus, certains adhésifs vieillissent mal et certains mastics libèrent des solvants. Il est donc préférable de choisir des systèmes dont l’étanchéité se réalise directement et de façon durable par simple emboîtement, comme les conduits circulaires avec joints.
Leur placement est plus rapide, donc moins cher.
Pour une même section, leurs pertes de charge sont moindres, d’autant plus si les conduits sont rigides.

Exemple.

Si on passe d’une gaine circulaire à une gaine rectangulaire dont la rapport des côtés est égal à 4, la perte de charge est augmentée d’environ 30 %. Plus le rapport largeur/hauteur du conduit rectangulaire augmente, plus celui-ci sera défavorable au niveau des pertes de charge. Un rapport de plus de 5 : 1 doit absolument être évité.

Conduit circulaire avec joint aux raccords.

Conduit oblong : compromis entre la section circulaire et la section rectangulaire lorsque les faux plafonds sont peu épais.

Il faut de préférence installer des conduits galvanisés, pour leur faible rugosité et parce qu’ils ne sont pas sujets à l’arrachement de matière. Les conduits en asbeste ciment ont une rugosité 1,5 fois supérieure à ces derniers et les conduits isolés intérieurement, une rugosité 1,5 à 2 fois supérieure. Leur utilisation est interdite dans tous les bâtiments et en particulier dans les hôpitaux.

Conduits isolés (thermique et acoustique) intérieurement
au moyen de laine minérale recouverte de tissu de verre.

Section des conduits

Les pertes de charge diminuent comme le carré de la vitesse de l’air. Pour un même débit, on a donc intérêt à choisir les sections de gaines les plus grandes possible, tout en restant dans des limites admissibles.

Limite supérieure

Les grandes sections sont cependant limitées par :

les nécessités architecturales et l’encombrement,
le poids et donc le prix des conduits et de leurs supports (passer de 10 m/s à 6 m/s augmente le poids de 30 %),
le volume d’isolant en cas de conduits isolés thermiquement.

Limite inférieure

La vitesse de l’air dans les conduits ne peut dépasser une certaine valeur. Il en résulte une section minimum des conduits en dessous de laquelle il est déconseillé de descendre pour des raisons :

d’augmentation du bruit de bruissement de l’air dans les conduits droits et surtout au niveau des déviations;
d’augmentation des pertes de charge et de l’énergie consommée par le ventilateur. Par exemple, une diminution de moitié de la section double la vitesse de l’air, augmente les pertes de charge et la puissance absorbée par le ventilateur d’un facteur 4;
d’équilibre du circuit. Un circuit dont la vitesse de l’air au niveau des conduits est semblable à la vitesse de l’air au niveau des bouches est très sensible à l’ouverture et à la fermeture de celles-ci.

Vitesses maximales admissibles au niveau du bruit dans un réseau de distribution d’air [m/s]
Types de local	Gaine principale	Dérivation	Grille, bouche	Entrée d’air
Chambre (hôpital, hôtel, …)	5	2-4	0,5-2	1
Bureau	5-6	2-4	1-2	1
Atelier	8-10	6	1-5	2,5-4

Dans certains cantons suisses, la vitesse maximum de l’air dans les conduits de ventilation est imposée pour des raisons d’économie d’énergie.

Vitesse maximum de l’air autorisée dans le canton de Zurich
Débit maximum	Vitesse maximum de l’air
< 1 000 [m³/h]	3 [m/s]
< 2 000 [m³/h]	4 [m/s]
< 4 000 [m³/h]	5 [m/s]
< 10 000 [m³/h]	6 [m/s]
> 10 000 [m³/h]	7 [m/s]

Exemple

Le réseau de pulsion suivant a été dimensionné pour 3 vitesses d’air différentes dans le tronçon le plus défavorisé (de la prise d’air A à la bouche a) : 4, 6 et 8 m/s :

Vitesse de l’air [m/s]	4	6	8
Débit du ventilateur [m³/h]	12 600
Hauteur manométrique du ventilateur [Pa]	155	176	211
Durée d’utilisation [h/an]	3 000
Consommation (avec un rendement de 0,65) [kWh/an]	2 504	2 843	3 408
Facture énergétique (à 16 c€/kWh) [€/an]	400,6	454,9	545,3
Superficie totale des conduits [m²]	133	111	98
Investissement (à 1 100 €/m²) [€]	3649,2	3057,12	2704,15

L’intérêt de choisir la vitesse la plus faible possible dépend évidemment de la durée d’utilisation du groupe de pulsion.

Étanchéité

L’étanchéité des conduits de ventilation est particulièrement importante dans les zones où des risques d’aérocontamination sont présents. C’est par exemple le cas pour le réseau d’air repris et/ou recyclé. À ce titre ces derniers doivent d’ailleurs être les plus courts possible. Il faut également être attentif à l’étanchéité des trappes de nettoyage et éviter de placer des conduits dans les faux plafonds des zones à risque 3 et 4.

L’étanchéité des conduits dépend du matériel choisi et de sa mise en œuvre.

Photo étanchéité, bonne. Photo étanchéité, mauvaise.

Même placé par un professionnel aguerri, un réseau de distribution d’air composé de conduits rectangulaires est très difficile à rendre parfaitement étanche. Pour cela, on peut utiliser aux raccords des bandes adhésives et du mastic d’étanchéité. Ceci demande cependant une main d’œuvre importante et soigneuse.
photo réseau à conduits circulaires.

Dès lors, il faut dans la mesure du possible préférer un réseau à conduits circulaires avec doubles joints au niveau des raccords. Ces conduits permettent d’atteindre une étanchéité correcte, sans précaution particulière de mise en œuvre Ceci conduit à des installations moins chères et plus étanches.

Si la taille des conduits circulaires ne leur permet pas de s’insérer dans des faux plafonds peu épais, un compromis peut être trouvé grâce à des conduits oblongs présentant les mêmes caractéristiques de mise en œuvre que les conduits circulaires.

La norme EUROVENT, reprise par les normes NBN EN 12237 et prEN 1507, fixe trois classes d’étanchéité des conduits de distribution (K_A, K_B, K_C) par ordre croissant de qualité, la classe K_A étant la plus mauvaise et la classe K_C étant la meilleure. L’objectif est d’atteindre cette dernière.

Exemple.

Le bâtiment de bureaux « Probe » du CSTC à Limelette a été équipé d’un système de ventilation double flux (pulsion dans les bureaux et extraction dans les sanitaires). À l’origine, la distribution de l’air s’effectuait via des conduits rectangulaires. Malgré le soin apporté à la réalisation, cette installation présentait des débits de fuite importants. Par exemple, pour fournir 650 m³/h dans les bureaux, le ventilateur devait pulser environ 1 300 m³/h. L’étanchéification des raccords au moyen de bandes adhésives a permis d’améliorer la situation mais permis à peine d’atteindre les prescriptions de la classe K_A définie par Eurovent.

Adhésif d’étanchéité des conduits rectangulaires

Par contre, le remplacement complet des conduits rectangulaires par des conduits circulaires a permis de descendre presque jusqu’à la classe K_C, sans effort de mise en œuvre particulier.

1. Situation initiale (conduits rectangulaires).
2 à 5. Étanchéifications successives par bandes adhésives.
6. Remplacement des conduits rectangulaires par des conduits circulaires à double joints au raccords.

Isolation

Tout conduit distribuant de l’air traité (chauffé ou refroidi) doit être isolé. En effet, un air traité à 16°C en centrale, risque d’arriver à 25°C dans le local à refroidir, de par son trajet dans les faux plafonds (souvent surchauffés, notamment par les luminaires). Ce qui est évidemment inadmissible.

En principe, les conduits d’extraction ne doivent, quant à eux, pas être isolés, sauf dans le cas où ils sont raccordés à un récupérateur de chaleur et que les conduits traversent des locaux non traités ou sont insérés dans une trémie en contact avec l’extérieur. Faute de quoi, tout l’intérêt du récupérateur risque d’être perdu.

Il est également indispensable d’isoler le tronçon séparant la prise d’air neuf du caisson de traitement d’air, surtout si ce tronçon est important. En effet le transport d’un air parfois très froid (- 10°C) risque de provoquer des condensations sur la face externe du conduit. Pour éviter cela, l’isolation doit être recouverte d’une protection pare-vapeur.

L’isolation doit être particulièrement soignée pour les conduits transportant de l’air froid, d’une part parce que les frigories coûtent plus cher et d’autre part à cause des risques de condensation lors de la traversée d’un local plus chaud que l’air véhiculé.

Par exemple, si un conduit nu véhicule de l’air à 16°C dans un local à 24°C, des condensations apparaîtront sur le conduit si l’humidité intérieure du local dépasse 58 %.

Dans ce cas, il faut isoler les conduits au moyen de matériaux présentant la plus faible sensibilité possible à l’humidité et en constituant une barrière « pare-vapeur » par l’application d’un film étanche sur l’isolant (tissu imprégné, film plastique ou métallique). Il existe des isolants déjà revêtus de tels films. Dans ce cas les joints doivent se refermer au moyen de ruban adhésif.

Il existe également des conduits rectangulaires directement composés de panneaux de laine minérale. Ceux-ci sont d’office enrobés d’un film pare-vapeur. Ces conduits ont par la même occasion des caractéristiques d’absorption acoustique.

Conduits composés de panneaux de laine minérale.

Isolant (épaisseur 25 mm) pour conduit
recouvert d’une feuille d’aluminium.

Plusieurs références permettent de définir la qualité thermique de l’isolant à mettre en œuvre. La réglementation thermique française impose une résistance thermique minimum du calorifuge de 0,6 m²K/W, ce qui équivaut à une épaisseur de 2,4 cm de laine minérale. Le cahier des charges 105 impose, lui, une résistance thermique de 0,65 m²K/W (2,6 cm de laine minérale) pour les conduits intérieurs, 1,5 m²K/W (6 cm de laine) pour les conduits extérieurs et 0,5 m²K/W (2 cm de laine) pour les conduits véhiculant de l’air extérieur.

Notons que pour répondre à la réglementation incendie, les matériaux constituant le conduit doivent être incombustibles (classés A0), ce qui est notamment le cas pour la laine minérale.

Pour obtenir un mise en œuvre correct de l’isolation des conduits de ventilation, il convient de faire attention à certains points :

Soit l’isolation fait partie de la constitution du conduit (matériau isolant non à base de fibre) soit elle est placée à l’extérieur du conduit;
Une membrane pare-vapeur dont les joints sont raccordés par du ruban adhésif est prévue si l’isolant ne présente pas une face externe à cellules fermées;
L’accessibilité est respectée pour les trappes de visite et les appareils de réglages;
L’isolation au droit de fixation du conduit doit être effectuée correctement et ne peut être interrompue;
Les joints entres éléments d’isolation doivent être traités pour ne pas déforcer celle-ci.

Acoustique

Une installation de ventilation crée de multiples ponts acoustiques dans le bâtiment

Tous les enfants ont pris un jour une feuille de papier, l’ont roulée en forme de tube, … et l’ont utilisée comme porte-voix vers l’oreille de leur malheureux voisin !

Un conduit transporte de l’air… mais véhicule en même temps des bruits

bruit du ventilateur de pulsion ou d’extraction,
bruit du local voisin,
….

Production de bruit par écoulement de l’air

Par lui-même, un conduit génère du bruit, surtout si la vitesse de l’air est élevée. Le simple fait de faire circuler de l’air dans un conduit entraîne la création d’un bruit d’écoulement.

Exemple.

Une gaine rectiligne de 0,5 m² parcourue par de l’air à 12 m/s génère une puissance acoustique de 58 dB. Mais cette puissance chute à 19 dB à 2 m/s, ce qui n’est plus audible dans un bureau.

Afin de limiter le bruit généré, on sera attentif :

À dimensionner l’installation avec une vitesse d’air maximale de 4 à 5 m/s dans les installations « basse pression » et de 8 à 10 m/s dans les installations « haute pression ». Dans ces cas de haute vitesse, on devra prévoir des boîtes de détente insonorisées et portant la bouche de ventilation. Une étude acoustique est alors fortement recommandée.

Pour visualiser le résultat apporté par ce type de calcul, cliquez ici !

À éviter toute turbulence dans la gaine. Tous les critères d’application pour limiter les pertes de charges par un tracé du réseau harmonieux sont valables pour l’acoustique, par exemple l’introduction de cônes de diffusion lors des changements de section.

Règle de bonne pratique.

Pour limiter la génération de bruit, vérifier que la vitesse de l’air ne dépasse pas 5 m/s dans les coudes.

Atténuation des bruits par les conduites

Mais un conduit d’air peut atténuer le bruit qu’il transporte.

Les parois intérieures d’un conduit amortissent tant bien que mal le son intérieur : il faut imaginer que l’onde sonore avance dans le conduit en se cognant en permanence aux parois.

L’effet d’absorption peut être renforcé par la mise en place de matériaux fibreux absorbants, particulièrement efficaces pour absorber les sons de hautes fréquences (le sifflement de l’air sur les pales du ventilateur, par exemple).

On choisira des matériaux avec protection contre la désagrégation (pour éviter un détachement des fibres du matériau acoustique), par exemple des panneaux de fibres minérales enduits au néoprène (dont l’épaisseur ne doit pas dépasser 0,1 mm sans quoi le pouvoir d’absorption est diminué), ou encore des panneaux recouverts d’une tôle métallique perforée.

Ces panneaux ont pour avantage de créer simultanément une isolation thermique entre le fluide et les locaux traversés… mais ont pour désavantages d’augmenter les pertes de charge, de retenir les poussières et de favoriser le développement de milieux peu hygiéniques…

Si l’absorption acoustique n’est pas recherchée, on privilégiera donc des conduits en matériau isolant thermique mais avec contact intérieur lisse.

Si l’absorption acoustique est souhaitée, on limitera si possible le placement de ces panneaux absorbants à la sortie d’un changement de direction (coude) : c’est là qu’il y a le plus de réflexions de l’onde acoustique sur les parois et que l’absorption sera donc la plus efficace.

Il est également logique de traiter uniquement le dernier tronçon puisqu’il atténue tous les bruits venant de l’amont du réseau.

De plus, les coudes renvoient le son d’où il vient !

Lorsque le son rencontre un coude à 90°, il se réfléchit en partie et revient vers la source dont il est issu !

Pour favoriser cet effet, il est préférable de ne pas mettre d’aubages directionnels à l’intérieur d’un coude. Mais alors, ce sont les pertes de charge qui sont augmentées et donc la consommation d’énergie !

Que faire ? En guise de compromis, certains préconisent de ne pas placer d’aubages dans les coudes situés dans le local technique, mais bien dans les coudes suivants. D’autres placent une courbe à 90° sans aubage, avant la première grille de pulsion ou de reprise.

Placement de silencieux

Des silencieux peuvent être installés sur le réseau.

Si les dérivations, branchements, modifications de section et bouches de sortie ne permettent pas de garantir le niveau sonore imposé dans le local, il convient de placer des silencieux dans l’installation.

Les silencieux doivent encadrer la source sonore (généralement le ventilateur), tant du côté réseau que du côté prise d’air extérieur. Afin d’éviter que le bruit du local technique ne « rentre » dans la gaine après le silencieux, celui-ci sera placé à la sortie du local.

Idéalement, on choisira un silencieux à large bande spectrale, à faible perte de charge et à production de bruit (provoqué par l’écoulement interne de l’air) aussi faible que possible.

Règle de bonne pratique.

On dimensionnera le silencieux de telle sorte que la vitesse de l’air soit limitée à 10 m/s lors du passage entre les baffles acoustiques du silencieux. Si la section d’ouverture du silencieux est de …30 %… à …50 %…, cela induit que la vitesse faciale à l’entrée du silencieux devrait être de …3 m/s… à …5 m/s… environ.

Pour connaitre les valeurs du coefficient de transmission thermique U_f des châssis en aluminium.

Pour choisir un silencieux, cliquez ici !

Remarque.

Il est très difficile de prévoir précisément le niveau sonore que fera une installation de distribution d’air. Aussi, par précaution, on est tenté de placer des silencieux exagérément dimensionnés (donc plus onéreux), qui génèrent tout au long de leur vie des pertes de charge et donc une consommation supplémentaire du ventilateur…

Si possible, il serait bénéfique de prévoir l’emplacement du silencieux mais de ne pas le placer, de faire une mise en service provisoire de l’installation avec mesure du niveau sonore, puis de dimensionner l’éventuel silencieux de façon nettement plus précise.

Dans certains cas, un caisson d’absorption peut être créé au sein du réseau, mesure simple, très efficace mais demandant de l’espace !

Transmission des bruits par les conduits

Sans précaution spécifique, on parle d’un effet « de téléphone interne ».

On veillera dès lors

À ne pas faire passer des gaines à travers des locaux à haut niveau sonore.
Soit à placer des silencieux au droit de la paroi de séparation si deux locaux sont ventilés par la même gaine (le silencieux devra apporter le même affaiblissement acoustique que la paroi elle-même), soit à utiliser des bouches performantes, avec anneaux acoustiques.
À ne pas solidariser les gaines avec les murs ou planchers traversés. Les évidements doivent être suffisamment grands pour permettre la mise en place d’une isolation après le montage de la gaine : soit des tresses de laine minérale, soit un mastic à élasticité permanente.
À fixer les conduits avec des raccordements souples. Un tel montage ne se justifie pas systématiquement pour l’ensemble des suspensions de gaines mais des suspensions isolées (couche élastique en Néoprène, par exemple) seront requises autour du caisson de traitement et pour le conduit principal. Des suspensions normales seront généralement suffisantes pour le réseau secondaire aux étages, d’autant qu’une bande d’acier étroite n’est absolument rigide et ne dispose pas d’une section de transmission du bruit suffisante.

Hygiène

Les risques d’aérocontamination présents surtout dans les hôpitaux demandent une attention particulière quant à l’hygiène des réseaux de distribution de l’air. Celle-ci repose sur différents principes :

Les espaces vides de la structure ne peuvent jamais servir pour pulser ou extraire de l’air. L’installation de conduits est indispensable.
La maintenance doit être facilitée par la présence de trappes de visite permettant l’inspection de la propreté des conduits et leur nettoyage. Le nombre de ces trappes doit cependant être limité parce qu’elles sont souvent source de fuite. Elles sont, en tout cas, indispensables dans les tronçons en aval de la filtration terminale à haute efficacité, qui nécessitent des désinfections et nettoyages réguliers.
Des clapets d’air étanches (débit de fuite de 10 m³/h max. sous 100 PA) doivent permettre la désinfection des conduits et des locaux en assurant la poursuite partielle des activités. Ces clapets permettent également d’isoler des zones d’exigence différentes situées sur un même réseau et évitent les mouvements d’air naturels dus au vent à l’arrêt des installations. On peut les disposer au niveau de la séparation entre les zones de différents risques, devant le filtre terminal pour faciliter sa maintenance pendant le fonctionnement de l’installation.
Lors de l’installation, une attention particulière doit être portée à la protection des conduits. Ceux-ci doivent être bouchonnés pour leur entreposage. La section montée doit aussi être obturée lors de l’interruption du chantier.
Les tronçons de conduit situés en amont du premier étage de filtration, c’est-à-dire non protégés doivent être les plus courts possibles et facilement nettoyables et désinfectés.
Le contrôle de la contamination en aval du filtre terminal doit être possible, de même que le contrôle de la qualité des filtres absolus et de leur montage au moyen d’aérosol injecté en amont du filtre.
L’air extrait des locaux où on utilise des isotopes ou des gaz anesthésiants doit être canalisé séparément.
La maintenance doit inclure la vérification de l’étanchéité des conduits, leur propreté et l’absence d’accumulation de poussières ou d’humidité. Le bon fonctionnement et l’étanchéité des registres doivent également faire l’objet d’un contrôle périodique, ce qui demande un accès possible et facilement repérable.

Robot de contrôle des conduits.

Dans les réseaux avec recyclage d’air, il est également important de contrôler le rapport air neuf/ air recyclé car il est garant du maintien du niveau de pression des locaux.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Débits de ventilation dans la zone de cuisson

Objectifs

Le calcul des débits doit répondre à deux exigences :

Assurer le transfert thermique vers l’extérieur de la chaleur sensible et de la chaleur latente dégagée dans l’ambiance par les appareils de cuisson, afin de maintenir la température et l’hygrométrie à des valeurs acceptables pour le confort humain (rôle thermique).

Permettre, par une vitesse de captation suffisante, adaptée au mode de captage, d’entraîner le flux convectif chargé de particules lourdes vers les séparateurs de graisses (dont la surface de passage est fonction du type de filtration), hors de la zone de travail (rôle mécanique).

Mais attention, si la ventilation permet d’évacuer la chaleur qui se trouve dans l’air, elle ne peut cependant rien faire contre la chaleur rayonnante dégagée par les équipements.

Méthodes préliminaires

La norme prEN 16282, actuellement en projet, regroupe certaines recommandations de la VDI 2052 et de l’HACCP. Elle traite notamment de principes de dimensionnement et du calcul des débits de ventilation pour les cuisines collectives.

Les méthodes préliminaires permettent d’estimer, parfois très grossièrement, le débit de ventilation. Elles sont à écarter comme méthodes de dimensionnement car trop approximatives, mais peuvent servir de vérification ou de complément à d’autres méthodes. Dans tous les cas, la méthode détaillée est la méthode à utiliser dès que les appareils de cuisine sont définis !

La norme présente trois méthodes préliminaires :

Méthode suivant la surface du local

Le renouvellement horaire est défini en fonction de la surface au sol de la cuisine et du type de cuisson ou appareils employés, soit :

90 m³/h par m² en général,
120 m³/h par m² pour les zones de rôtisserie, de grill et de cuisson prolongée ou pour les zones de vaisselle.

Cette méthode ne présente pas de grand intérêt : le débit de ventilation est trop largement sous-estimé pour les zones de cuisson !

Méthode suivant la vitesse d’aspiration

L’évacuation correcte des particules en suspension dans l’air ainsi que des odeurs nécessite une vitesse d’air minimale au niveau frontal reliant l’avant du bloc de cuisson (piano) au bord inférieur de l’avancée de la hotte.

La figure ci-dessus indique la courbe type du profil de la vitesse d’air entre le piano et la hotte.

Cette vitesse se situe, selon le type d’appareil, de cuisson entre 0,15 et 0,30 m/s :

Charge	Vitesse	Appareils
Faible	0,15 m/s	fours à vapeur, bouilloires, bains-marie, fourneaux, etc.
Moyenne	0,225 m/s	friteuses, sauteuses, grills, etc.
Forte	0,3 m/s	barbecue au gaz, etc.

Le débit final peut alors être calculé comme suit :

q_e = v x 3 600 x P x h (m³/h)

Où :

q_e = débit d’extraction (m³/h)
v = vitesse de passage (m/s)
P = périmètre de la hotte (m)
h = différence de hauteur entre la hotte et le plan de cuisson (m)

Dans le cas d’une hotte rectangulaire adossée, le débit est plus faible sur les flancs latéraux de la hotte que sur l’avant. Une majoration du débit d’air doit être prévue afin de ne pas trop abaisser la vitesse de l’air à cet endroit.

Méthode pour les pièces auxiliaires

La norme recommande les débits d’air à prévoir pour les pièces auxiliaires suivant les m² de surface :

Zones	Débits [m³/h par m²]
Préparation de la viande	25
Préparation du poisson	25
Préparation de la volaille	25
Préparation des légumes	25
Réserve sèche	6
Réserve à pain	6
Réserve non-alimentaire	6
Pièces pour le personnel	Voir annexe C3 de la PEB
Vestiaires, WC et douches	Voir annexe C3 de la PEB
Local à poubelles	6
Distribution des repas chauds	60

Méthodes détailles

Les méthodes se basent sur la Norme allemande VDI 2052 d’avril 2006. C’est cette méthode détaillée qui est reprise par la prEN 16282. La VDI comporte des tables qui donnent les quantités de chaleur sensible et de chaleur latente dissipées dans l’ambiance pour 1 kW de puissance raccordée (gaz, électricité, vapeur) de chaque type d’appareil.

Méthode suivant la puissance des appareils de cuisson

Sur base de la chaleur sensible dégagée par les appareils de cuisson, il est possible de calculer le flux convectif, c’est-à-dire le débit d’air au dessus des appareils de cuisson induit par la différence de température ou de densité de l’air.
On calcul tout d’abord la quantité de chaleur sensible transmise par convection depuis chaque appareils de cuisson :

Q = 0,5 x P x Q_s

Où :

Q = quantité de chaleur transmise par convection (W)
P = puissance de l’appareil de cuisson (kW)
Q_s = émission de chaleur sensible (W/kW)

On peut ensuite calculer le débit d’extraction de la hotte située au-dessus d’un ou plusieurs appareils de cuisson :

q_e = k x ( ΣQ x φ )^1/3 x ( h + 3,4 x L x l / (L +l))^5/3 x r x a

Où :

q_e = débit d’air extrait (m³/h)
k = 18, coefficient empirique (m4/3.W-1/3.h-1)
ΣQ = somme des émissions de chaleur sensible des appareils situés sous la hotte (W/kW)
φ = coefficient de simultanéité (-)

Type de cuisine	Petite cuisine		Moyenne cuisine		Grande cuisine
Type de cuisine	Nombre de repas	coefficient de simultanéité φ	Nombre de repas	coefficient de simultanéité φ	Nombre de repas	coefficient de simultanéité φ
Snack-bars, restaurants, hôtels	<100	1,0	<250	0,7	>250	0,7
Hôpital (cuisine principale)	150	0,8	<500	0,6	>500	0,6
Hôpital (cuisine de distribution)	250	0,8	<650	0,6	>650	0,6
Institutions	40	1,0	–	–	–	–
Préparation, mixte	50	0,9	<400	0,6	>400	0,6
Industrielle	–	–	<3000	0,7	>3000	0,7

h = différence de hauteur entre la hotte et le plan de cuisson (m)
L = longueur du plan de cuisson (m)
l = largeur du plan de cuisson (m)
r = facteur de réduction pour tenir compte de la position de la hotte (-)

Emplacement de la hotte	Facteur de réduction r
Contre un mur	0,63
Au-dessus d’un ilot central	1

a = facteur de correction pour tenir compte du type de flux et de la présence d’air induit ou pas (-)

Type de flux	Facteur de correction a
Type de flux	Sans air induit	Avec air induit
Flux mixte – tangentiel	1,35	1,25
Flux mixte – plafond	1,30	1,20
Flux laminaire – déplacement	1,20	1,15
Flux laminaire – source	1,15	1,10

Méthode adaptée du Recknagel, 2e édition

La puissance en chaleur sensible va « permettre » de réchauffer un débit d’air (P [kW] = (q [m³/h] x cp [kWh/m³/°C] x T [°C]) / rendement [/]). On regarde quel débit d’air il faut pour que la différence de température entre l’air ambiant et l’air introduit ne dépasse pas 8°C. Le rendement tient compte de l’efficacité de la hotte et du coefficient de simultanéité.

De même, la puissance en chaleur latente va permettre d’humidifier un débit d’air. On regarde quel débit est nécessaire pour que l’air ne s’humidifie pas de plus de 5 g. par kg.

Il faut, pour chaque appareil composant le piano, multiplier la puissance raccordée (kW) par les valeurs des colonnes en chaleur sensible et latente et effectuer les sommes. La plus grande des deux sommes correspond au débit d’introduction à mettre en œuvre.

Sur base de cette méthode, des fabricants ont établi des tableaux tenant compte des appareils de cuisson actuels et de l’efficacité de leurs propres hottes.

Il faut également tenir compte du coefficient de simultanéité φ et du facteur de correction a.

Autres méthodes

D’autres méthodes ont été développées dans le cadre de normes ou par les fabricants, adaptées au matériel vendu ou au type de cuisine. La plupart de ces méthodes se présentent sous forme de tableaux et de valeurs types et sont tirées ou déduites des méthodes précédentes. Elles permettent une évaluation rapide, mais pas toujours correcte, des débits d’extraction à atteindre pour la zone de cuisson d’une cuisine collective.

Méthode suivant l’importance du local

On se fixe un taux de renouvellement horaire en fonction de l’importance du local « cuisine ».

q_e = V x n

Où :

q_e : débit d’extraction ( m³/h).
V : volume (m³).
n : taux de renouvellement (1/h).

Le Recknagel adapté par la norme allemande VDI 2052 donne :

Type de cuisine	Hauteur (m)	Renouvellement horaire n (1/h)
Cuisines moyennes : Restaurants, hôtels, etc.	3 à 4	20 à 30
Cuisines moyennes : Restaurants, hôtels, etc.	4 à 6	15 à 20
Grandes cuisines : Casernes, hôpitaux, etc.	3 à 4	20 à 30
	4 à 6	15 à 20
	>6	10 à 15
Locaux de plonge	3 à 4	15 à 20
Locaux de plonge	4 à 6	10 à 15
Cuisine de préparation froide	3 à 4	5 à 8
Cuisine de préparation froide	4 à 6	4 à 6
Réserves	–	5 à 8

Méthode suivant la surface de cuisson

Cette méthode prescrit d’introduire un certain débit en fonction de la surface de cuisson, de la longueur du piano ou encore de la surface de la hotte.

Dimension repère	Débit d’air extrait
Pour la surface d’appareils de cuisson	300…333 l/s par m²
Pour la surface de la hotte	930 à 1 000 m³/h par m²
Pour la longueur du piano	1 000 à 1 500 m³/h par m

Méthode suivant le nombre de repas servis simultanément

Repas servis simultanément	Débit d’air neuf* (m³/h par repas)	Valeur minimale
Office relais	15	–
Moins de 150	25	–
De 150 à 500	20	3 750 m³/h
De 501 à 1 500	15	10 000 m³/h
Plus de 1500	10	22 500 m³/h
* Ces débits sont des débits d’air neuf à introduire. Il faudra majorer ces quantités de 20% pour obtenir les débits minimaux d’air à extraire, afin de maintenir le local en légère dépression.

Méthode suivant le type d’appareils de cuisson

Cette méthode est issue des règles de l’Art. Il existe différents tableaux selon les sources. On détermine le débit d’air nécessaire à chaque appareil selon le tableau ci-dessus, puis on additionne le tout.

Appareil	Type	Débit
Fourneau	gaz	1 500 m³/h par m²
Fourneau	électrique	1 000 m³/h par m²
Marmite	75 l	500 m³/h
	100 l	600 m³/h
	150 l	800 m³/h
	200 l	1 000 m³/h
	250 l	1 100 m³/h
	300 l	1 200
	500 l	1 500 m³/h
Sauteuse	gaz	1 500 m³/h
Sauteuse	électricité	1 000 m³/h
Rôtissoire	–	1 000 m³/h
Table chauffante	gaz	450 m³/h par m²
Table chauffante	électricité	300 m³/h par m²
Four à air pulsé	6 niveaux	1 000 m³/h
Four à air pulsé	20 niveaux	2 000 m³/h
Cuiseur à vapeur	petit modèle	1 000 m³/h
Cuiseur à vapeur	grand modèle	2 000 m³/h
Percolateur	–	450 m³/h
Grill	gaz	3 000 m³/h par m²
Grill	électrique	2 000 m³/h par m²
Four traditionnel	à convection naturelle	300 m³/h
Feux allumés	–	200 à 500 m³/h
Friteuse	<300 couverts	1 000 m³/h par 10 l d’huile
Friteuse	> 300 couverts	2 500 m³/h par 50 l d’huile

Source : « chaud froid plomberie n° 585 » – Novembre 1996.

Il y a lieu de tenir compte d’un coefficient de simultanéité φ qui prend en compte le non fonctionnement simultané de tous les appareils à pleine puissance.

Avantages et inconvénients

Méthodes	Avantages	Inconvénients
Méthodes préliminaires
suivant la surface du local	> Simple et rapide	> Estimation grossière !
suivant la vitesse d’air d’aspiration	> Permet le bon enlèvement des particules et des calories avec les hottes traditionnelles > Simple et rapide > Permet de vérifier les débits en déterminant la vitesse correspondante	> Ne peut s’appliquer qu’aux systèmes avec hottes. > Ne permet pas une prise en compte rationnelle des différents appareils et de leur puissance dissipée
Méthodes détaillées
suivant la puissance des appareils	> Rationnelle et scientifique basée sur le dégagement calorifique de chaque appareil > Base de données neutres	> Part du principe que la chaleur dissipée dans l’ambiance est directement proportionnelle à la puissance raccordée sans précision de limite. Or, au-delà d’une certaine puissance raccordée pour une surface donnée (appareils pour la grosse industrie) cette fonction n’est plus vraie (effets thermiques et vitesse de flux plus importante)
Autres méthodes
Suivant l’importance du local	> Permet de prédimensionner au début du projet et de vérifier la comptabilité entre le débit calculé par une autre méthode et le volume du local.	> Ne tient pas compte du matériel installé. > Estimation approximative.
Suivant la surface de cuisson	> Permet un calcul rapide au niveau de l’avant-projet. > Globalement fiable dans le cas d’ensembles de grandes dimensions composés d’appareils divers.	> Ne tient pas compte du matériel installé. > Valeurs faibles pour les appareils à dégagement de chaleur élevé.
Suivant le nombre de repas servis simultanément	> Simple quand on connaît le nombre de repas servis simultanément (pas toujours le cas dans les cuisines industrielle)	> Ne tient pas compte du matériel installé. > Le terme de repas n’est pas un indication suffisante et judicieuse. > Estimation commune à toute la cuisine (pas de zonage suivant le type de préparation)
Suivant le type d’appareils de cuisson	> Tient compte des appareils en place et est donc plus précise.	> Ne tient pas compte de la puissance des appareils.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Déplacement des charges

Introduction

Contrairement à l’effacement énergétique, le déplacement des charges ou load shifting ne consiste pas à supprimer ou brider une charge, un processus ou une consommation en général mais à la postposer à un moment où l’énergie sera plus abondante et les prix plus avantageux.

C’est ce que nous faisons déjà avec notre machine à laver que nous lançons régulièrement la nuit pour profiter du tarif « nuit » de notre compteur bi-horaire.

Certains processus ne doivent avoir lieu qu’une fois par jour (chauffer le ballon d’eau chaude, lancer le lave-vaisselle ou une machine à laver, faire un back-up serveur, recharger son véhicule électrique, …) ou par semaine (cycle anti-légionnelle, …) et, dans cette fenêtre de temps, le moment auquel l’activité se produit n’a que peu d’importance pour l’occupant. Ces consommations pourront-alors être postposer de quelques heures ou quelques jours pour assurer un prix plus doux et contribuer à l’équilibre du réseau.

L’intégration des objets connectés et des technologies de la communication dans le bâtiment ou « smartbuilding » libère à cet égard un énorme potentiel en automatisant de manière plus conviviale tous ces processus.

Nouvelles installations

Dès la conception de l’installation, on peut envisager l’installation de systèmes d’accumulation d’énergie permettant de déplacer une partie de la consommation pendant les Heures Creuses.

Exemples.

L’utilisation de bâches-tampon ou de bacs à glace, accumulant l’énergie frigorifique, et permettant de réduire la puissance installée jusqu’à 50 %.

Les systèmes de rafraîchissement nocturne des locaux pendant les heures où la température est moins élevée, et principalement la nuit ou très tôt dans la matinée.

La forte inertie du bâtiment favorise également le déplacement de la consommation en heures creuses.

Les systèmes de production d’eau chaude sanitaire à accumulation.

Chauffage électrique des locaux à accumulation la nuit.

Installations existantes

Sur une installation existante, il est possible de :

1°

Planifier le fonctionnement des équipements en ayant à l’esprit la gestion énergétique.

On peut utiliser les horloges de commande ou programmer les automates si ils existent, de manière à déplacer le fonctionnement de certains équipements en dehors des heures critiques.

Exemples.

Effectuer la recharge des batteries électriques la nuit.
Programmer les essais sur les équipements la nuit ou les week-ends, et de toute manière en dehors des heures de pointe.

2°

Prendre des mesures organisationnelles de gestion du travail.

Exemples.

Décalage des horaires de fonctionnement de la buanderie par rapport à la cuisine.

Éviter le fonctionnement simultané d’équipements :
- lave-vaisselle/friteuse,
- chauffage/refroidissement.

Limiter les périodes de préchauffage :
- optimiseur sur les installations de chauffage,
- éteindre et allumer des équipements « just in time ».

Ces mesures organisationnelles doivent être appliquées avec rigueur, car un oubli durant 1/4 h sur le mois et le bénéfice pour le mois est perdu… !

3°

Sensibiliser le personnel

Si chacun est plus ou moins conscient du coût de l’énergie qu’il utilise, personne n’a conscience que le coût de sa tasse de café est fortement fonction de l’heure à laquelle le percolateur a été enclenché !

Expérience :

Dans un home du Brabant Wallon, l’équipe cuisine a été très participante à un programme de diminution de la pointe. Le diagramme de charge du bâtiment lui a été présenté et expliqué.

Réflexion d’une cuisinière à sa collègue : “regarde Louise, la pointe, ici, c’est lorsque tu fais les frites le mercredi !”.

Il a été décidé que friteuses et lave-vaisselle ne devaient plus fonctionner ensemble.

Et deux mois plus tard, les résultats de la réorganisation ont été présentés au personnel, factures à l’appui.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Description des châssis

Les châssis se différencient entre eux par leur matériau constitutif principal, par leur mode d’ouverture, par le détail du profil des ouvrants et par leur performance thermique.

Les parties du châssis

Le dormant

Partie du châssis fixée au gros œuvre. Si le châssis n’a pas d’ouvrant (châssis appelé fixe), le dormant comprendra la feuillure et la parclose de fixation du vitrage

L’ouvrant

Partie mobile du châssis. Les profilés constituant l’ouvrant créent avec ceux du dormant, des barrières étanches à l’eau et à l’air.
Il existe de nombreux types d’ouvrants.

La double barrière d’étanchéité

La barrière d’étanchéité à l’eau et la barrière d’étanchéité à l’air sont physiquement dissociées :

L’étanchéité à l’eau.
Son rôle est d’empêcher au maximum le passage de l’eau. Elle est située du côté extérieur, protégeant la barrière d’étanchéité à l’air des sollicitations climatiques.
L’étanchéité à l’air.
Elle est située du côté intérieur et composée habituellement de joints d’étanchéité en matériau souples susceptibles de perdre leur efficacité sous l’action de l’humidité et des rayons ultraviolets.

Entre les deux barrières se trouve une zone de drainage, appelée chambre de décompression.

Une troisième barrière (ou frappe) peut être prévue dans le profilé assurant une amélioration de l’isolation acoustique du châssis. Celle-ci se place du côté intérieur du châssis.

Le principe de la double barrière d’étanchéité est actuellement appliqué sur la quasi-totalité des châssis de menuiserie extérieure et ceci quel que soit le matériau de base (bois, aluminium, PVC, PUR).

Remarque.
Le niveau d’étanchéité au vent et à l’eau dépend :

du nombre de frappes (simple, double ou triple) entre les ouvrants et les dormants,
de la présence et de l’emplacement des joints,
de la continuité des joints dans un même plan et dans les angles).

La chambre de décompression

Elle se trouve entre les barrières d’étanchéité à l’air et à l’eau.

Elle assure :

Le drainage et l’évacuation, par le biais des exutoires de drainage, des eaux qui n’ont pas pu être retenues par la barrière d’étanchéité à l’eau.

La réduction de la pression du vent sur le joint d’étanchéité à l’eau.

L’absence d’eau en contact avec le joint d’étanchéité à l’air.

Le principe d’équilibre des pressions dans la chambre de décompression :

La pression atmosphérique qui règne dans la chambre de décompression est identique à celle exercée du côté extérieur du châssis étant donné que ces deux zones communiquent entres elles par le biais des exutoires de drainage. Par contre, la chambre de décompression est isolée de l’ambiance intérieure par la barrière à l’air.
Dès lors, une goutte d’eau située à la hauteur de la barrière d’étanchéité à l’eau ne subit aucune poussée vers l’intérieur permettant ainsi de limiter les risques d’infiltration d’eau au sein du châssis.

Feuillure et parcloses

La feuillure permet de recueillir l’eau infiltrée dans le joint entre le vitrage et le châssis, suite à une perte d’efficacité ou d’une discontinuité du joint d’étanchéité en mastic.

Le fond de feuillure doit permettre un positionnement correct des cales de support du vitrage.

Le drainage de fond de feuillure est obligatoire pour le double vitrage : il évite toute présence d’eau stagnante dans la feuillure, risquant de s’infiltrer entre les deux vitres.
Le tableau suivant donne les hauteurs utiles minimales (en mm) des feuillures en fonction de la surface du vitrage en m². Ces hauteurs doivent être augmentées des déformations éventuelles des supports.

	Surface S du vitrage [en m²]
	< 0.25	0.25 < S < 2	2 < S < 6	6 < S
Simple vitrage	10 mm	13 mm	18 mm	25 mm
Double vitrage	18 mm	8 mm	18 mm	25 mm

Les parcloses servent à fixer le vitrage et à permettre son emplacement. Leur hauteur doit araser celle de la feuillure. Elles doivent pouvoir se démonter pour permettre le remplacement du vitrage.
Les systèmes de fixation des parcloses sont multiples :

par pointage ou vissage,
par clipsage sur des boutons,
par clipsage sur des ressorts ou des rainures,
par vissage en applique.

Les conduits de drainage

Ils permettent l’évacuation des eaux infiltrées dans la chambre de décompression ou dans la feuillure.

Ils doivent répondre à certains critères :

Ils doivent déboucher à l’extérieur ou en amont de l’étanchéité à l’air.

Ils doivent être équidistants de 50 cm au maximum et situés à proximité immédiate des angles du châssis.

Leur section doit être comprise entre 0,5 et 2,5 cm², selon leur exposition.

La différence de niveau entre la chambre de décompression et le débouché de l’exutoire doit être de 4 mm au minimum (14 mm est recommandé).

Les calages

Leur fonction est d’assurer le maintien correct du vitrage dans la feuillure. Des cales ponctuelles évitent le contact entre le vitrage et le châssis et permettent de reporter le poids du vitrage sur des points précis du châssis.

Un mauvais calage entraîne souvent un décollement des intercalaires entre les feuilles des doubles vitrages. Il y a donc embuage, ce qui rend ce vitrage inopérant thermiquement et crée un voile intérieur.

Les cales doivent être en matériaux imputrescibles et compatibles avec les produits de calfeutrement choisis et avec les matériaux des châssis (en bois, en polychloroprène, en élastomères, en plomb, …).

Il existe différents types de cales :

Les cales latérales ou d’espacement (C1) :
ces cales empêchent le vitrage de bouger. Elles sont nécessaires durant la période pendant laquelle le mastic n’a pas encore acquis sa plasticité définitive.
Les cales périphériques ou de distance (C2) :
ces cales doivent permettre la libre dilatation du verre et pour se faire, elles ne sont jamais placées en serrage (on laisse un léger jeu ou on utilise un matériau de dureté moindre que celui utilisé pour les cales d’appui).
Les cales d’assises ou de support (C3) : ces cales doivent avoir une largeur suffisante pour assurer un appui efficace sur toute l’épaisseur du vitrage.

L’emplacement des cales dépend de plusieurs paramètres tels que le type d’ouvrant, le système de verrouillage et le système de suspension.

Les joints d’étanchéité

Ils assurent l’étanchéité des feuillures à l’eau et à l’air tout en compensant ou en absorbant les dilatations, les déformations et les vibrations sans perdre leurs caractéristiques avec les temps.

On distingue les mastics plasto-élastiques associés aux préformés de bourrage et les préformés élastiques.

Le casse-goutte

Il est destiné à empêcher que l’eau accidentellement attirée vers l’intérieur du châssis ne puisse atteindre la barrière d’étanchéité à l’air. Ce dispositif est donc placé en aplomb de la chambre de décompression et en avant de la barrière d’étanchéité à l’air.

Pour assurer une efficacité suffisante du casse-goutte en cas de châssis fortement exposé, les grandeurs suivantes sont recommandées : une largeur de 6 mm et une profondeur de 4 mm minimum.

Les types d’ouvrants

Types d’ ouvrants (vus de l’intérieur)

Pivot à axe vertical :

À la française : vantail ouvrant vers l’intérieur.

À l’anglaise : vantail ouvrant vers l’extérieur.

Pivotant simple : vantail ouvrant vers l’intérieur en partie gauche vers l’extérieur en partie droite.

Pivot à axe horizontal :

Pivotant à axe horizontal : vantail ouvrant vers l’intérieur en partie haute et vers l’extérieur en partie basse.

À visière : vantail ouvrant principalement vers l’extérieur.

Oscillo-battant : 2 types d’ouverture vers l’intérieur.

Basculante : vantail ouvrant vers l’intérieur.

Coulissant :

Coulissante : translation horizontale.

A guillotine : translation verticale.

Le châssis en bois

Châssis en bois.

Première frappe : étanchéité à l’eau.
Chambre de décompression.
Exutoires de drainage.
Deuxième frappe : étanchéité à l’air.
Canal de drainage de la feuillure du vitrage.

Châssis bois avec rejet d’eau en aluminium fixé au dormant.

Première frappe : étanchéité à l’eau.
Chambre de décompression drainée
Récupération des eaux et évacuation vers l’extérieur.
Deuxième frappe avec joint périphérique continu : étanchéité à l’air
Chambre pour loger la quincaillerie.
Troisième frappe : amélioration acoustique.

Caractéristiques thermiques

Les châssis en bois ont un coefficient de transmission thermique U_f peu élevé par rapport à leur homologue métallique.

De plus, certains châssis d’apparence bois comprenant des cavités ou constituées de plusieurs plis de lamellés collés présentent des performances thermiques accrues.

Les types de bois pour les menuiseries

Le tableau suivant reprend les caractéristiques des différents types de bois (nomenclature et durabilité) et leurs performances.

Nom commercial	Nom botanique	Durabilité	Couleur	Préservation (*)
Convient pour portes et fenêtres :
Acajou d’Afrique	Khaya spp	III	rose à rouge brun clair	1
Acajou d’Amérique	Swietenia macrophylla	II	rouge brun à brun clair	1
Afromosia	Pericopsis elata	I/II	brun doré	1
Chanfuta, Lingué	Afzelia spp.	I	ocre clair à rouge brun	1
Afzélia Doussié	Afzelia bipindensis	I	ocre clair à rouge brun	1
Chêne d’Europe	Quercus robut et Q. petrea	II/III	jaune à jaune brun pâle	2
Chêne blanc d’Amérique	Quercus spp.	II/III	clair à brun doré	2
Epicea	Picea abies	IV	jaune brun blanchâtre	3
Framiré	Terminialia ivorensis	II/III	jaune à jaune brun pâle	2/3
Hemlock	Tsuga heterophylla	IV	gris jaune à gris brun	3
Iroko (Kambala)	Chlorophora excelsa et C. regia	I/II	jaune doré à brun foncé	1
Jatoba	Hymenaea courbaril	II	rouge orangé à brun	1
Makoré	Tieghemelle hexkelii	I	brun rosâtre à brun rouge	1
Mengkulang	Heritiera app.	IV	brun rouge	3
Merandi,Red	Shorea spp.	II/IV	brun rouge à brun rosâtre	2/3
Merbeau	Intsia	I/II	brun clair à brun rouge	1
Moabi	Baillonella toxisperma	I	brun rosâtre à brun rouge	1
Movingi	Distemonanthus benthamianus	III	jaune pâle à jaune	2
Niangon	Hertiera utili et h.densiflora	III	brun rosâtre à brun rouge	1
Douglas ( ou Oregon pine)	Pseudotsuga menzieslii	III	clair à brun clair	2/3
Padouk	Pterocarpus soyauxii	I	rouge à brun violacé	1
Panga-panga	Millettia stuhlmannii	II	brun noir	1
Pin des Landes	Pinus penaster	III/IV	brun rougeâtre strié	3
Pin du Nord	Pinus sylvestris	III/IV	clair à brun rouge jaunâtre	3
Pin sylvestre	Pinus sylvestris	III/IV	clair à brun rouge jaunâtre	3
Pitch-pine	Pinus caribea	III	brun clair à brun rouge	2/3
Sapelli	Entandrophragma cylindricum	III	brun rouge	1
Sipo	Entandrophragma utile	II/III	brun rouge	1
Southern pine	Pinus spp.	III	brun jaune clair	3
Tatajuba	Bagassa quianensis	I/II	brun doré	1
Teck	Tectona grandis	I	brun moyen à foncé	1
Tola	Gossweilerodendron balsamiferum	II/III	brun jaune rosâtre	2
Tornillo	Cedrelinga catenaeformis	III	brun rose à brun havane	2
Wengé	Millettia laurentii	II	brun noir	1
Western pine	Pinus spp.	IV	jaune à brun rouge clair	3
Western red cedar	Thuya plicata	II	brun	2
Convient moins pour portes et fenêtres :
Azobé	Lophira alata	I/II	rouge mauve	1
Balau, Red	Shorea spp.	III/IV	rouge brun à brun gris	2/3
Balau, Yellow/ Bangkirai	Shorea spp.	II/III	brun jaune à brun rouge	1
Bilinga	Naucla diderrichij et N. gilletii	I	jaune orangé à ocre	1
Jarrah	Eucalyptus marginata	I	brun rouge	1
Kapur	Dryobalanops spp.	II	rouge brun à brun gris	1
Keruing	Dipterocarpus spp.	III	brun à brun rouge	1
Kosipo	Entandrophragma candollei	II/III	rouge violacé à brun	1
Mélèze Larix	decidua	III	brun rouge	2/3
Robinier	Robinia pseudoacacia	I/II	vert jaune à brun doré	1
Tiama	Entandrophragma angolense	III	rouge brun à brun gris	1

(*) La préservation du bois :

1 = pas nécessaire
2 = finition comprenant ou précédée d’un traitement de surface C1
3 = préservation en profondeur souhaitable
2/3 = préservation souhaitable en cas de présence d’une part importante d’aubier ou de durabilité générale inférieure des éléments concernés (pour plus de détail, se référer au point suivant : traitement et entretien du bois).

Traitement et entretien de la menuiserie

Un traitement de la menuiserie comprend deux opérations distinctes :

La protection
La finition

Un choix adéquat de la protection et de la finition ainsi qu’un entretien régulier et approprié de la finition assurera la conservation des menuiseries extérieures.

La protection

La protection est nécessaire lorsque le bois n’a pas une durabilité naturelle suffisante contre les attaques éventuelles de champignons et/ou d’insectes.

Type de protection

Description du produit

A3 : procédé de préservation

produit soluble dans l’eau, appliqué par immersion ou par imprégnation sous vide;
non filmogène (perméable à la vapeur d’eau);
contient des fongicides contre la pourriture, un insecticide et un agent antibleu ( facultatif).

C1 : produit de préservation

incolore ou légèrement pigmenté
non filmogène (perméable à la vapeur d’eau), teneur en matières sèches : 10 à 20 %;
contient un fongicide contre le bleuissement et la pourriture ainsi qu’un insecticide;
épaisseur indicative par couche : 1 à 5 µm ( à l’état sec).

La finition

La finition du bois est réalisée après la protection éventuelle du matériau et comprend généralement plusieurs couches.

Elle est obligatoire. En effet, la pose d’une menuiserie extérieure en bois sans finition n’est pas conforme aux dispositions générales des STS.

Elle ne peut être appliquée que sur des éléments en bois suffisamment durables pour résister à tous les agents d’agression susceptibles d’affecter le matériau.

Elle permet de remplir les fonctions suivantes :

Rehausser l’aspect esthétique.
Préserver le bois des agressions climatiques telles que :
- les rayonnements ultraviolets et infrarouges, grâce aux pigments;
- les variations importantes du taux d’humidité sous l’effet des précipitations, de l’humidité relative de l’air et des vents, augmentant les risques de fissuration et de déformation des éléments des menuiseries.
- le lessivage des substances ligneuses et le tachage dû à l’humidité.
Faciliter l’entretien.
Accroître la longévité de la menuiserie.

Les produits de finition se différencient par le degré de perméabilité à la vapeur qu’ils offrent, allant de peu perméable (filmogène) à perméable (peu filmogène).

Types de finitions	Descriptions
Peu filmogène :
C2 : lasure légèrement pénétrante avec fongicide	pigmentée; légèrement filmogène, teneur en matières sèches : 20 à 35 %; contient des biocides pouvant avoir une action fongicide (contre les champignons), insecticide et anti-bleuissement; épaisseur indicative par couche : 15 à 20 µm (à l’état sec). Ce type de finition est le seul assurant en outre une protection préventive du bois.
Entretien : nettoyage de la menuiserie, suivi immédiatement de l’application d’une nouvelle couche de produit 1 à 2 an après la mise en œuvre.
Semi filmogène :
C3 : lasure légèrement pénétrante sans fongicide	pigmentée; nettement filmogène, teneur en matières sèches : 20 à 35 %; contient uniquement un fongicide contre le bleuissement; épaisseur indicative par couche : 15 à 20 µm (à l’état sec).
CTOP : lasure satinée ou top coat	pigmentée; nettement filmogène, teneur en matières sèches : 35 à 60 %; contient uniquement un fongicide contre le bleuissement (ne protège que le film); épaisseur indicative par couche : 20 µm (à l’état sec).
Entretien : nettoyage, puis un léger ponçage du bois et dépoussiérage, suivis de nouvelles applications du produit 2 à 4 après le dernier traitement.
Filmogène :
Peinture	pigmentée; caractère filmogène prononcé, teneur élevée en matières sèches; ne contient pas de biocides; épaisseur indicative par couche : > 30 µm (à l’état sec).
Entretien : nettoyage, décapage, dépoussiérage et remise en peinture des portes et des fenêtres 3 à 7 ans (ou plus) après la première mise en peinture.

La durabilité de la finition dépend des facteurs suivants :

l’état et la préparation du support;
la méthode d’application et l’utilisation correcte du produit;
la conception des éléments de la menuiserie (forme des profilés, assemblage, drainage du vitrage, éviter la stagnation d’eau, …)
l’exposition de la menuiserie aux conditions climatiques, …

Notons que l’entretien d’une finition peu filmogène, lorsqu’il est effectué en temps opportun est sensiblement plus aisé (simple enduisage) que celui d’une finition filmogène. Cette dernière bien que plus durable exige une plus grande maîtrise de la part de l’applicateur.

Entretien curatif

Si l’entretien est inexistant ou n’a pas été réalisé régulièrement, le bois sous-jacent sera sensiblement dégradé et fissuré. Les travaux préparatoires à la rénovation complète de la finition exigeront bien plus qu’un simple grattage des couches anciennes de la finition et l’application de nouvelles couches. Ils comprendront notamment :

le dégraissage,
le ponçage de la surface du bois,
le bouchage des fissures,
l’application de mastic dans les joints des vitrages et le remplacement éventuel des parecloses détériorées,
la réfection des assemblages disloqués.

Mesures de protection contre la condensation interne au bois

La condensation interne dans la masse du bois des menuiseries est évitée lorsque la résistance à la diffusion de vapeur de la finition intérieure est suffisamment grande par rapport à celle de la finition extérieure.

Le bois étant perméable à la vapeur d’eau, celle-ci aura tendance à traverser le châssis de l’intérieur vers l’extérieur pour atteindre l’équilibre.
Si une couche de finition extérieure peu perméable à la vapeur empêche celle-ci de sortir du châssis, celle-ci risque de rester piégée au sein du châssis.

C’est pourquoi on préfère limiter les risques d’infiltration et empêcher au maximum la vapeur de pénétrer dans le châssis par l’intérieur.
Ce principe est respecté lorsque la finition intérieure est filmogène (peinture ou vernis) et la finition extérieure est non filmogène.

Si les finitions intérieures et extérieures sont toutes 2 des peintures, le nombre de couches intérieures doit être suffisant par rapport au nombre de couches extérieures.

Coût des châssis en bois (estimation vitrages non compris)

Leur prix varie selon le type de bois utilisés :

Dark Red Meranti	148	à 190	€/m² de baie
Merbau	170	à 228	€/m² de baie
Afzélia	200	à 297	€/m² de baie

Il faut y rajouter les traitements du bois :

Couche d’imprégnation + 2 couches de finition :	12	à 14	€/m² de baie
Couche supplémentaire d’entretien :	4	à 5	€/m² de baie

Remarque : les fourchettes de prix mentionnées sont données à titre indicatif. Les prix prévoient la fourniture et la mise en œuvre hors TVA, mais ne tiennent pas compte des traitements de protection. Ils concernent les ouvrages courants. Ils dépendent des dimensions moyennes des châssis, de leurs formes et des types d’ouvertures.

Le châssis en aluminium

Très différents des menuiseries en bois, les châssis en aluminium comportent des profilés extrudés creux fixés au moyen d’attaches mécaniques.
Étant donné la forte conductivité thermique de l’aluminium, un principe de coupure thermique en matériau isolant a été conçu pour répondre aux exigences en matière de confort thermique : une isolation est introduite entre deux profilés, l’un intérieur et l’autre extérieur, évitant ainsi tout contact alu-alu.

Châssis en aluminium à coupure thermique.

Première frappe : étanchéité à l’eau.
Chambre de décompression drainée.
Récupération des eaux et évacuation vers l’extérieur.
Deuxième frappe : étanchéité à l’air
Chambre pour loger la quincaillerie.
Troisième frappe : amélioration acoustique.
Mousse isolante.

Il existe de nombreux types de profilés isolés mais le choix d’isolants formant la coupure thermique est nettement plus limité. Les isolants utilisés sont souvent un polyamide renforcé en fibre de verre ou des isolants fabriqué à partir de résines.

Caractéristiques thermiques

Pour ces châssis, la performance thermique dépendra largement du détail de la fenêtre.
Actuellement, on ne conçoit plus un châssis en aluminium sans coupure thermique.

Traitement de surface

Le châssis en aluminium ne requiert aucun traitement pour être maintenu en bon état. C’est l’oxydation naturelle se formant sur la surface qui assure la protection. Toutefois, le métal vieillit et prend une couleur grise irrégulière. C’est donc pour des raisons esthétiques que l’on traite la surface :

soit, par la pose d’une couche de laque,
soit, par anodisation.

Coût (estimation vitrages non compris)

Aluminium laqué avec coupure thermique :

245

314

€/m² de baie

Les fourchettes de prix mentionnées sont données à titre indicatif. Les prix prévoient la fourniture et la mise en œuvre hors TVA, mais ne tiennent pas compte des traitements de protection. Ils concernent les ouvrages courants. Ils dépendent des dimensions moyennes des châssis, de leurs formes et des types d’ouvertures.

Le châssis en acier

Comme les châssis en aluminium, les châssis en acier comportent des profilés extrudés creux fixés au moyen d’attaches mécaniques.
Étant donné la forte conductivité thermique de l’acier, un principe de coupure thermique en matériau isolant a été conçu pour répondre aux exigences en matière de confort thermique.

Châssis en acier.

Première frappe : étanchéité à l’eau.
Chambre de décompression drainée
Récupération des eaux et évacuation vers l’extérieur.
Deuxième frappe : étanchéité à l’air
Chambre pour loger la quincaillerie.
Mousse isolante.

Caractéristiques thermiques

Pour connaitre les valeurs du coefficient de transmission thermique U_f des châssis en acier.

Coût (estimation vitrages non compris)

Acier laqué

248

322

€/m² de baie

La fourchette de prix mentionnée est donnée à titre indicatif. Le prix prévoit la fourniture et la mise en œuvre hors TVA. Ils concernent les ouvrages courants. Ils dépendent des dimensions moyennes des châssis, de leurs formes et des types d’ouvertures.

Le châssis en PVC

Le PVC est thermoplastique c’est-à-dire susceptible de ramollir sous l’action de la chaleur et de durcir sous l’action du froid.

La composition chimique de ce matériau est variable et les adjuvants au PVC jouent un rôle considérable.
Ils permettent :

de réduire la fragilité du matériau : on parlera de raideur de type A ou B selon la composition,
de faciliter sa mise en forme,
d’empêcher les dégradations causées par la chaleur, l’oxydation et le rayonnement solaire.

Châssis en PVC à trois chambres.

Première frappe : étanchéité à l’eau.
Chambre de décompression drainée
Récupération des eaux et évacuation vers l’extérieur.
Deuxième frappe : étanchéité à l’air
Chambre pour loger la quincaillerie.
Troisième frappe : amélioration acoustique.
Renfort en acier zingué éventuel.

Lorsque ce type de châssis est amené à former de grandes baies, il convient de le rigidifier. Certaines marques de châssis en PVC peuvent être renforcés par des profils métalliques (tel le renfort en acier zingué illustré sur le schéma ci-dessus). D’autres prévoient des renforcements uniquement pour certaines pièces en fonction des sollicitations auxquelles elles sont soumises, et de la raideur du PVC utilisé.

Caractéristiques thermiques

Pour connaitre les valeurs du coefficient de transmission thermique U_f des châssis en PVC, cliquer ici !

Le terme « chambres » est utilisé pour désigner les subdivisions se succédant dans la largeur du profilé extrudé creux.

Coût (estimation vitrages non compris)

PVC	170	220	€/m² de baie
PVC renforcé	185	240	€/m² de baie

Les fourchettes de prix mentionnées sont données à titre indicatif. Les prix prévoient la fourniture et la mise en œuvre hors TVA. Ils concernent les ouvrages courants. Ils dépendent des dimensions moyennes des châssis, de leurs formes et des types d’ouvertures.

Le châssis en fibre de verre

Il s’agit des profilés creux réalisés par pultrusion qui sont joints ensemble par des attaches mécaniques.

Caractéristiques thermiques

Des menuiseries en fibre de verre ont été lancées sur le marché mais la nouveauté du produit fait que les performances en service doivent encore être déterminées. En général, le châssis en fibre de verre, s’il est bien conçu, possède une valeur isolante plus élevée que le châssis de bois.

Le châssis en polyuréthane

Le châssis en polyuréthane est constitué d’un matériau thermodurcissable utilisé notamment pour la fabrication de pièces plastiques, de peintures, de mousses isolantes,… Ce matériau offre une très grande liberté de conception.

Châssis en polyuréthane.

Première frappe : étanchéité à l’eau.
Chambre de décompression drainée
Récupération des eaux et évacuation vers l’extérieur.
Deuxième frappe : étanchéité à l’air
Chambre pour loger la quincaillerie.
Troisième frappe : amélioration acoustique.
Insert tubulaire en aluminium.

Lorsque ce type de châssis est amené à former de grandes baies, il convient de le rigidifier au moyen de profils métalliques (tel l’insert tubulaire en aluminium illustré sur le schéma ci-dessus).

Caractéristiques thermiques

Pour connaitre les valeurs du coefficient de transmission thermique U_f des châssis en polyuréthane.

Coût (estimation vitrages non compris)

PUR laqué

248

322

€/m² de baie

Les châssis composés

Il s’agit de menuiseries faites de matériaux combinés.

De nombreuses combinaisons sont possibles à condition que les matériaux soient chimiquement compatibles.
Les performances des châssis composés sont généralement difficiles à évaluer. En toute logique, l’objectif est d’exploiter les avantages des différents matériaux.

Par châssis composés, on entend soit :

Des châssis composés d’un ouvrant et d’un dormant de matériaux différents

Par exemple :

le dormant est en aluminium et l’ouvrant en PVC,
le dormant est en bois recouvert d’aluminium et l’ouvrant en aluminium.

Des châssis dont le profil est constitué de plusieurs matériaux :

Les châssis en bois et aluminium :

Ces châssis sont construits en bois divers, leur face extérieure est recouverte de profilés étirés d’aluminium, d’une épaisseur de 2 mm brossés ou prélaqués. Entre le bois et l’aluminium se trouve un profilé en PVC (λ = 0,14 W/mK), servant de coupure thermique évitant le contact entre les deux matériaux.

Profilés étirés en aluminium
Profilés en PVC
Châssis en bois
Vide ventilé.

Précautions particulières

Le revêtement en aluminium ne doit pas être en contact avec le verre car cela augmente le risque de casse thermique et de condensation interne.

Étant donné que le revêtement en aluminium empêche le passage de la vapeur vers l’extérieur, il faut veiller à ce que les autres surfaces du bois comportent un pare-vapeur (peinture ou vernis) afin d’être protégées contre l’accumulation excessive d’humidité à la surface extérieure du bois.
En théorie, le vide ventilé par l’extérieur prévu entre le bois et le profilé en aluminium permet l’évacuation des eaux condensées dans le bois, afin d’éviter le pourrissement de ce dernier.

Les châssis en bois et liège :

Le liège inséré dans le châssis permet d’augmenter l’isolation thermique de celui-ci.

Châssis en bois et liège.

1. Bois.
2. Liège.
3. Première frappe : étanchéité à l’eau.
4. Deuxième frappe : étanchéité à l’air.
5. Troisième frappe : amélioration acoustique.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Rendu des couleurs

Toute source lumineuse, qu’elle soit naturelle ou artificielle présente un spectre lumineux qui lui est particulier.

La lumière naturelle, provenant du rayonnement du soleil et du ciel, présente un spectre visible (rayonnement dont la longueur d’onde est comprise entre 380 et 760 nanomètres (nm)) de forme continue. Le mélange des diverses radiations qui constituent ce spectre forme, par définition, la lumière dite blanche : c’est la seule qui permette à l’œil d’apprécier avec la plus grande exactitude la couleur des objets et les plus délicates de leurs nuances. Les différentes radiations colorées composant la lumière naturelle apparaissent aisément lors de leur réfraction et réflexion par des gouttes d’eau, comme dans l’arc-en-ciel.

Étant donné que l’œil est conçu pour la lumière du jour, la lumière émise par les sources artificielles devrait avoir la même composition spectrale que celle du soleil et du ciel : c’est le seul moyen pour que ne soit pas altérée la vision des couleurs. En effet, un corps coloré réfléchit sélectivement les radiations colorées qu’il reçoit : le système visuel regroupe les différentes radiations réfléchies et donne une sensation de couleur. La couleur perçue est donc intimement dépendante du spectre lumineux émis. À cet égard, les lampes à incandescence ou à fluorescence de type courant ne donnent pas entièrement satisfaction quoique de grands progrès ne cessent d’être accomplis dans ce sens. Par exemple, dans une cafétéria éclairée par des lampes fluorescentes de type courant on constate le changement apparent de couleur des vêtements, plus spécialement si ceux-ci sont dans les tons rouges ou oranges à la lumière du jour.

A gauche, sous une lampe incandescente (IRC ou Ra = 100).
A droite, sous une lampe au sodium haute pression (IRC ou Ra = 25).

L’ambiance lumineuse ressentie par les occupants dépend donc du rendu des couleurs, pour le qualifier on définit :

L’indice de rendu des couleurs (IRC ou Ra) : L’IRC est compris entre 0 et 100, 100 étant l’IRC de la lumière naturelle qui restitue toutes les nuances de couleur et 0 étant l’absence de couleur reconnaissable. Une différence de 5 points sera perceptible pour l’œil humain.

Sous l’éclairage naturel Ra = 100 et sous une lampe à vapeur de sodium Ra = 25.

Plage d’IRC	Perception des couleurs
Ra < 25	faible
25 < Ra < 65	moyenne
65 < Ra < 90	bonne
90 < Ra	élevée

On définit aussi des classes d’IRC en fonction de la plage d’IRC :

Classe d’IRC	IRC
1A	Ra > 90
1B	90 > IRC > 80
2	80 > IRC > 60
3	60 > IRC > 40

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Coefficient de réflexion des parois

Valeurs pour les parois courantes

Facteurs de réflexion de quelques surfaces intérieures
Peintures :		Autres matériaux de construction :
blanc	0,70 à 0,80	plâtre blanc	0,7 à 0,80
jaune	0,50 à 0,70	marbre blanc propre	0,80 à 0,85
vert	0,30 à 0,60	brique blanche propre	0,62
gris	0,35 à 0,60	brique rouge	0,10 à 0,20
brun	0,25 à 0,50	brique rouge usagée	0,05 à 0,15
bleu	0,20 à 0,50	aluminium poli	0,6 à 0,75
rouge	0,20 à 0,35	aluminium mat	0,55 à 0,60
noir	0,04	émail blanc	0,65 à 0,75
Bois :		vitrages	0,08 à 0,40
bouleau clair, érable	0,55 à 0,65	crépis blanc neuf	0,70 à 0,80
chêne vernis clair	0,40 à 0,50	crépis blanc usagé	0,30 à 0,60
chêne vernis foncé	0,15 à 0,40	béton neuf	0,40 à 0,50
acajou, noyer	0,15 à 0,40	béton ancien	0,05 à 0,15
Papiers peints :
très clairs (blanc, crème)	0,65 à 0,75
clairs (gris, jaune, bleu)	0,45 à 0,60
foncés (noir, bleu, gris, vert, rouge)	0,05 à 0,36

Coefficients de réflexion recommandés

Dans la norme EN 12464-1 on préconise des plages utiles pour les principales parois des locaux :

Parois	Coefficient de réflexion
plafond	0.6 à 0.9
murs	0.3 à 0.8
plan utile	0.2 à 0.6
sol	0.1 à 0.5

Dans la pratique on recommandera les valeurs par défaut suivantes :

Parois	Coefficient de réflexion
plafond	0.7
murs	0.5
sol	0.3
plan utile	0.2 à 0.6

Cas particulier : La couleur des lignes de jeux

Un bon tracé des lignes de jeux ayant des facteurs de réflexion différents ou des couleurs bien contrastées est indispensable pour faciliter la perception visuelle; aucun éclairage, aussi bon soit-il, n’y suppléerait.

Les tracés de jeu doivent être très contrastés par rapport au sol qui est soit de couleur verte, soit d’une couleur désaturée (cas des parquets ou même des revêtements de sol brique par exemple). Ils devront donc être soit blanc ou rouge, jaune, bleu etc… (couleurs opposées au vert) et de couleur très vive (très saturée).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer la consommation des photocopieurs

Puissance en fonction du nombre de copies par minutes

Le marché étant tellement vaste, on se réfère à une étude menée par Energy Star qui intègre sur son site un module de calcul des consommations de différents équipements de bureautique.

Les tableaux et les graphiques ci-dessous montrent des puissances moyennes pour des photocopieuses couramment rencontrées sur le marché en intégrant trois modes de fonctionnement (actif, attente et arrêt).

Photocopieuses conventionnelles	Puissance moyenne [W] ( source Energy Star)
Photocopieuses conventionnelles	Mode arrêt	Mode attente	Mode marche
Photocopieuse basse vitesse (0-20 copies par minute).	8	110	115
Photocopieuse moyenne vitesse (21-44 copies par minute).	17	163	177
Photocopieuse haute vitesse (> 45 copies par minute).	33	259	313

Source Energy Star.

Pour montrer l’importance de la prise en charge de l’efficience énergétique des équipements par les constructeurs, les tableaux et les graphiques ci-dessous montrent des puissances moyennes pour des photocopieuses labellisées sur le marché en intégrant trois modes de fonctionnement (actif, attente et arrêt).

Photocopieuses labellisées	Puissance moyenne [W] ( source Energy Star)
Photocopieuses labellisées	Mode arrêt	Mode attente	Mode marche
Photocopieuse basse vitesse (0-20 copies par minute).	2	34	115
Photocopieuse moyenne vitesse (21-44 copies par minute).	11	97	177
Photocopieuse basse vitesse (> 45 copies par minute).	12	199	313

Source Energy Star.

Comme pour la plupart des autres équipements de bureautique, c’est la maîtrise des puissances dissipées en mode « attente » qui prédomine; en effet, dans la plupart des institutions, les périodes pendant lesquelles les équipements de bureautique sont en « standby » dépassent largement les autres périodes signifiant que c’est à ce niveau que se marque la différence énergétique.

Mode de fonctionnement

Une étude américaine (LBNL 2004 : Lawrence Berkeley National Laboratories) sur les consommations d’énergie électrique montre que les photocopieuses sont branchées 365 jours/an.

Pour des équipements non labellisés le nombre d’heures de fonctionnement par type de mode est repris ci-dessous sous forme de tableau et de graphique :

Photocopieuses non labellisées	Heures par jour (source Energy Star)
Photocopieuses non labellisées	Mode arrêt	Mode attente	Mode marche
Photocopieuse basse vitesse (0-20 copies par minute).	6,2	8,9	8,9
Photocopieuse moyenne vitesse (21-44 copies par minute).	3,2	8,2	12,6
Photocopieuse basse vitesse (> 45 copies par minute).	3,4	7,4	13,2

Source Energy Star.

Idem pour les équipements qui ont le label Energy Star :

Photocopieuses labellisées	Heures par jour ( source Energy Star)
Photocopieuses labellisées	Mode marche	Mode attente	Mode arrêt
Photocopieuse basse vitesse (0-20 copies par minute).	13,1	1,2	9,7
Photocopieuse moyenne vitesse (21-44 copies par minute).	12,4	2,4	9,2
Photocopieuse basse vitesse (> 45 copies par minute).	8,2	3,6	12,2

Source Energy Star.

Lorsque les constructeurs d’équipements de bureautique tiennent compte du label Energy Star, on se rend compte que les temps d’arrêt prédominent sur les deux autres modes; ce qui est tout bénéfice pour la réduction des consommations d’énergie.

Consommation énergétique

Les photocopieurs et les imprimantes laser fonctionnent suivant le même principe. En fonctionnement, un photocopieur typique consomme, par rapport à sa consommation globale,

75 % pour le chauffage du tambour de fusion et du cylindre photosensible,
15 % pour l’électronique de commande,
10 % pour l’entraînement et l’exposition.

En mode stand-by, une consommation d’énergie est nécessaire principalement pour maintenir les éléments chauffants à une température minimum leur permettant d’être opérationnels instantanément. Les photocopieurs ayant, comme les imprimantes, une utilisation fort intermittente, c’est sur cette consommation résiduelle qu’il faudra agir en priorité.

Suivant les puissances dissipées au niveau des différentes types de photocopieuses caractérisées par leur cadence de copies, l’étude américaine menée par Energy Star donne une estimation des consommations d’énergie électrique dans le tableau suivant et sous forme graphique pour différents types de gestion :

Photocopieuses labellisées	Consommation énergétique ( source Energy Star) [kWh/an]
Photocopieuses labellisées	Gestion basse énergie activée	Gestion basse énergie présente mais désactivée	Gestion conventionnelle
Photocopieuse basse vitesse (0-20 copies par minute).	433	751	747
Photocopieuse moyenne vitesse (21-44 copies par minute).	730	1 355	1 317
Photocopieuse basse vitesse (> 45 copies par minute).	1 696	2 373	2 252

Source Energy Star.

Il faut toutefois rester prudent par rapport aux heures journalières et aux jours prestés annuellement au niveau de cette étude, car comme tout le monde le sait, les américains ne s’arrêtent jamais de travailler, sauf naturellement pour le « thanksgiving ».

L’étude prend 365 jours par an pour calculer les temps intervenant pour les modes « en marche », « en attente » et « arrêt ». Or en Belgique, on tient compte des périodes de congés en se basant sur 240 jours de travail par an; ce qui change un peu la donne.

Plus intéressant, c’est de constater que les consommations électriques diminuent de manière draconienne (entre 30 et 45 %) lorsqu’on passe d’un équipement non labellisé sans gestion énergétique à un équipement labellisé dont la gestion est activée.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Réparer l’étanchéité d’une toiture plate

Comment réagir en fonction des altérations de la membrane d’étanchéité ?

Il est essentiel de réagir rapidement lorsqu’une membrane d’étanchéité présente des signes de vétusté ou des désordres importants, afin d’éviter toute infiltration qui pourrait mettre en péril la stabilité du support ou l’efficacité de l’isolant.

Lorsque l’étanchéité bitumineuse existante est vétuste, mais ne pose pas de graves problèmes, elle peut être conservée comme sous-couche. Dans ce cas, après préparation de cette sous-couche, peut y être collée ou soudée une membrane de bitume polymère avec armature polyester de façon à reconstituer ainsi une étanchéité multicouche.

Les bureaux de Franki Geotechnics.

Pour évaluer l’état de la membrane d’étanchéité.

Le tableau ci-dessous indique en fonction des désordres constatés, les réactions nécessaires

Désordre	Réaction
Blessure. Plante isolée.	Réparation locale.
Déchirure isolée.	Suppression des tensions et réparation locale.
Végétation. Usure de la protection UV. Boursouflure isolée.	Entretien, régénération de la protection UV (gravier ou peinture) et réparations locales.
Algues. Mousse. Déchets, gravats.	Enlèvement, nettoyage, contrôle étanchéité (réparations locales éventuelles).
Déchirures généralisées. Boursouflures généralisées. Défauts des fixations mécaniques.	Remplacement de la membrane.
Membrane bitumineuse vétuste, mais sans grave problème.	Pose d’une nouvelle membrane sur la membrane existante de façon à constituer ainsi une étanchéité bitumineuse bicouche.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Isolation sur les pannes (panneaux auto-portants)

Isolation par panneaux autoportants.

Couverture.
Languette d’assemblage.
Lattes.
Panneau de toiture préfabriqué.
Raidisseur du panneau.
Isolant du panneau.
Pare-vapeur intégré éventuel.
Plaque inférieure du panneau.
Panne.

Le principe

Les éléments de toiture auto-portants préfabriqués en usine sont directement posés parallèlement à la pente de toiture, sur les pannes.

Les panneaux isolants préfabriqués.

Les joints entre éléments autoportants étant rendus étanches à l’eau à leur face supérieure et à l’air et à la vapeur à leur face inférieure (exemple : par injection de mousse), ils assument à eux seuls, 4 fonctions de la toiture :

celle de la sous-toiture,
celle de l’isolant,
celle de l’écran étanche à l’air et à la vapeur,
et celle de la finition intérieure du plafond.

Jonction entre éléments.

En outre, ils remplacent les chevrons et les contre-lattes.

Les éléments autoportants

Les éléments autoportants peuvent être classés en deux grands groupes :

1. Les éléments autoportants ouverts

Élément autoportant ouvert.

Ils sont constitués d’une plaque de particules ou de multiplex de 1 à 6 m (ou plus) de longueur raidis par des chevrons; les compartiments ainsi formés, sont remplis d’isolant, visible sur la face supérieure des éléments.

Lattes en bois servant de chevron et de contre-latte.
Isolation (PUR, PIR, XPS, EPS).
Plaque continue.

Il existe également sur le marché, des éléments autoportants à isolation continue. Dans ce cas il n’y a pas de chevrons fixés à la palque de base mais des contre-lattes sont fixées au-dessus de l’isolant.

Élément autoportant ouvert à isolation continue.

2. Les éléments autoportants sandwiches

Eléments autoportants sandwiches.

Les éléments autoportants sandwiches sont constitués d’un isolant revêtu sur ses deux faces d’une plaque de particule ou d’un multiplex. La face supérieure est généralement munie de contre-lattes.

Contre-latte.
Isolation.
Plaques.
Languette mobile.


Isolation en laine de roche.	Isolation en polyuréthane.	Isolation en polystyrène.

Conseils de mise en œuvre

Les panneaux autoportants sont placés sur les pannes parallèlement à la pente de toiture.

Les joints parallèles au faîtage sont à éviter, car leur étanchéité à la pluie est difficile à réaliser. On choisit donc des panneaux suffisamment long que pour couvrir toute la longueur de la toiture.

La plupart des éléments auto-portants sont conçus pour prévenir tout pont thermique à la jonction de deux éléments ainsi que pour empêcher tout mouvement différentiel dans le versant.

Exemple : rainures avec interposition d’une languette mobile dans celles-ci.

Languette entre deux panneaux.

Dans tous les cas, les joints doivent être étanche à l’eau à leur face supérieure et étanche à l’air et à la vapeur à leur face inférieure.

Exemple.

L’étanchéité à la pluie est, ici, réalisée par injection de mousse isolante au-dessus de la languette de jonction et par une bande d’aluminium adhésive sur l’ensemble mousse isolante injectée et chevrons intégrés aux panneaux.

Réalisation de l’étanchéité à la pluie

Bande d’aluminium adhésive.
Mousse isolante injectée.
Languette de jonction.

L’étanchéité à l’air et à la vapeur n’est assurée que si les joints sont, à leur face inférieure, injectés (ex : de mousse) ou collés au moyen de matériaux restant élastiques.

Il est recommandé de n’utiliser que les panneaux disposant d’un agrément technique de l’UBAtc (Union belge pour l’agrément technique de la construction).

La pose des panneaux autoportants est très délicate et varie d’un système à l’autre. Les prescriptions des fabricants et de l’agrément technique doivent être scrupuleusement suivies.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir un système à Débit de Réfrigérant Variable

Unités extérieures d’un système à débit de réfrigérant variable.

Pour connaître les caractéristiques technologiques et le fonctionnement d’un système DRV, cliquez ici.

Quand opter pour un système à débit réfrigérant variable ?

Si le bâtiment demande une grande souplesse dans la gestion des besoins de chaleur et de froid (basculements rapides entre des besoins de chaud et de froid d’un local particulier ou à des besoins simultanés de chaud et de froid dans des locaux proches), un système à Débit de Réfrigérant Variable offre la souplesse nécessaire pour y répondre.

En particulier, le DRV est pertinent :

Lorsque le bâtiment est bien isolé et peu inerte

Ce type de climatisation (chauffage et refroidissement) est très souple dans son fonctionnement. Il semble dès lors bien adapté pour des bâtiments neufs très bien isolés et dont le souhait de modularité a rendu les parois très légères (cloisons intérieures démontables).

En effet, la faible inertie des parois rend ces bâtiments très sensibles aux variations de charges : occupants d’une salle de réunion, rayons de soleil, équipements bureautiques, … Dans ce type de bâtiment, une relance de chauffage est parfois nécessaire au matin, alors que dès midi le refroidissement du bâtiment devra être organisé.

Or ce type d’installation de climatisation peut y répondre avec beaucoup de souplesse.

Une installation de ventilo-convecteurs à 4 tubes permet également une telle souplesse de réponse, mais en amont du ventilo, il faudra prévoir un réseau d’eau glacée et sa machine frigorifique, ainsi qu’un réseau d’eau chaude et sa chaudière. Le danger du 4 tubes est le risque de fonctionnement simultané du chaud et froid qui engendrerait une destruction d’énergie.

Voici l’extrait d’une régulation sur un local de bureau (reconstitution à partir de l’historique enregistré sur le système de régulation d’un système DRV).

Graphique extrait d'une régulation sur un local de bureau.

Lorsque l’on prévoit des demandes de chaud et de froid simultanées

La variante dite « à récupération d’énergie » est particulièrement intéressante si l’on prévoit des apports internes élevés durant l’hiver : salle informatique, locaux intérieurs, … La chaleur extraite pourra être restituée vers les locaux demandeurs en façade. Elle peut être intéressante également en mi-saison (façades d’orientation différentes).

Il faut avoir conscience que cette situation est plus rare qu’on pourrait le penser (essentiellement en mi-saison). Dans l’étude d’un bureau-type de 3 000 m², l’analyse des besoins par simulation a fait apparaître que le potentiel de récupération de chaleur sur la demande de froid avoisine les 20 % de la demande de froid annuelle. C’est un potentiel théorique. Nous ne connaissons pas actuellement le pourcentage réel d’exploitation de ce potentiel par le système. Par contre d’autres applications s’y prêtent très bien :

la récupération de chaleur depuis un local informatique ou d’un process industriel,
la production d’eau chaude sanitaire par récupération de chaleur des locaux en été,
l’alimentation en chaud ou en froid d’une batterie terminale d’un groupe de ventilation

Mais ce potentiel augmenterait fortement si, au lieu de prendre une structure classique rectangulaire (bureaux en façade et couloir central), une structure carrée avait été décidée, ou si des étages enterrés en sous-sol étaient programmés.

Une analyse des besoins thermiques est très utile pour aider à la décision.

Lorsque l’on prévoit de fréquentes modifications de l’organisation interne des locaux

La possibilité de passer instantanément du mode refroidissement au mode chauffage donne au système la même souplesse que celle d’une installation de ventilo-convecteurs 4 tubes.

Plan modification agencement interne des locaux.

Lorsque la rénovation du bâtiment ne permet pas de dégager des espaces techniques importants

Ce système peut s’adapter facilement en rénovation puisque aucun local technique n’est requis (pose en toiture) et que les tuyauteries ont un faible encombrement.

Si le placement d’un faux plafond n’est pas possible, un système en allège ou en plafonnier apparent sera prévu.

De plus, le fractionnement de la puissance totale de l’unité extérieure en multiples modules permet un montage plus aisé, chaque module pouvant être monté par ascenseur, par exemple.

On sera attentif au bruit de l’unité extérieure pour le voisinage, mais le fonctionnement à vitesse variable permet de limiter celui-ci à des valeurs acceptables.

Lorsque l’on a affaire à des bâtiments où l’occupation des locaux n’est pas constante (chambre d’hôtels par exemple).

Les limites des systèmes DRV

On sera attentif aux aspects suivants qui peuvent écarter ce choix :

Le prix semble être encore élevé, surtout en regard à la puissance frigorifique fournie

Comme pour tout produit nouveau sur le marché, le prix d’investissement est proportionnellement élevé. Surtout pour la solution énergétiquement la plus performante, l’installation 3 tubes. Mais il faut envisager le coût global sur 20 ans, exploitation comprise. Nous manquons de chiffres pour faire apparaître la performance à l’exploitation de ce système qui paraît importante. Mais notons que le prix d’un système DRV doit être mis en parallèle au prix d’une technologie 4 tubes (groupe de froid et chaudière). À ce moment-là, on se rend compte de cout est comparable, voir inférieur.

Le travail de conception et de dimensionnement est réduit puisque le constructeur propose son installation « clé sur porte ». Sachant qu’il est limité en puissance frigorifique et calorifique, il aura tendance à dimensionner son équipement en ne surévaluant pas les besoins, ce qui est un gage d’efficacité énergétique à l’exploitation.

Remarque
L’avenir de la tarification électrique devrait être plutôt favorable à ce système. En effet, les fournisseurs d’électricité vont favoriser les systèmes capables de délester au moment de la pointe, capables de réguler le diagramme de charge en pilotant les compresseurs à vitesse variable.

Les utilisateurs de ces systèmes pourraient alors bénéficier d’un tarif préférentiel diminuant le coût d’exploitation. Dans plusieurs pays, des primes à l’investissement sont octroyées, ce qui a permis une évolution plus rapide de ce type d’installation.

L’existence d’un réseau de fluide frigorigène dans l’ensemble du bâtiment

Placement des tuyauteries en faux plafond.

Les fabricants ont réduit la charge de fluide au maximum et les techniques d’aujourd’hui permettent a priori une installation « zéro fuite », mais un risque subsiste. Non pas pour les occupants (les fluides ne sont pas nocifs), mais vis-à-vis d’une réglementation future plus restrictive au niveau environnemental.

Il faut reconnaître qu’une fuite quelque part dans un faux plafond… n’est pas simple à détecter.

Actuellement, le Permis d’Environnement de l’IBGE n’interdit pas cette technique. Mais le Luxembourg qui a, un certain temps interdit cette technique, limite la puissance des installations à 50 kW.

La norme européenne EN 378 limite la concentration du R410A à 440 gr/m³. Elle considère que l’ensemble du gaz d’une installation peut s’échapper dans un local. Pour une quantité totale de réfrigérant de 30 kg contenue dans une installation, aucun local de moins de 68,2 m³ (+/- 27,3 m²) ne pourrait théoriquement donc être chauffé/refroidit par le système DRV sauf si la ventilation permet d’abaisser la concentration sous le seuil maximal en moins de 10 minutes.

Réglementations

Des contrôles d’étanchéités doivent être faits une ou plusieurs fois par an suivant la quantité de gaz de l’installation. Pour plus d’informations : cliquez ici.

Le chauffage en hiver par pompe à chaleur sur l’air extérieur

Il semble que les performances des pompes à chaleur soient en constante évolution (par la technique INVERTER de variation de vitesse du compresseur, par les techniques de dégivrage nettement améliorées, …), mais nous ne disposons pas de valeurs de SPF hivernal, mesuré sur site réel, par un organisme indépendant. Quel est le COP global de la machine lorsque la température extérieure descend à – 5… – 10 °C ?

D’un point de vue énergétique :

En considérant facteur d’énergie primaire de 2,5 pour l’électricité et un rendement de chaudière de 95 % pcs. Il suffirait d’un SPF de 2,38 pour équilibrer le bilan énergétique, équipements auxiliaires (ventilateurs,…) compris.

D’un point de vue économique :

Avec un système DRV, le courant électrique utilisé est un courant de jour (environ 0,23 €/kWh, pointe comprise). Si le gaz se maintient autour des 0,09 €/kWh pcs. Avec un rendement d’une chaudière gaz condensation de 95 % pcs Il suffirait d’un COP moyen de 2,43 pour équilibrer le coût énergétique, équipements auxiliaires (ventilateurs,…) compris.

Ces valeurs de COP sont probables.

De plus, un fonctionnement au tarif avantageux de nuit est possible pour la relance du bâtiment du matin, ce qui fait l’essentiel des besoins de chauffage.
Les installations DRV sont rarement surdimensionnées, en premiers lieux à cause de la limite en puissance, mais également pour éviter faire tourner les compresseurs en régime trop faible ce qui détériore les rendements. Pour éviter des facteurs de relance trop élevés les constructeurs préconisent de maintenir la température de nuit jusqu’à 17 – 18 °C afin d’éviter des dégivrages trop fréquents en hiver. Or ce procédé augmente entre 17 et 38 % les consommations journalières en hiver.

Le refroidissement en été handicapé par le type de compresseur

Les constructeurs annoncent des EER entre 3,1 à 4,3. Ces valeurs restent dans la moyenne des machines à refroidissement/réchauffement par air, à près tout c’en est une. Malheureusement il n’existe pas de valeur d’efficacité saisonnière (ESEER), ni auprès de fabricants ni auprès d’organisme indépendant. Celle-ci aurait pu nous aider à se faire une idée réelle de l’efficacité.

Ce qui est sûre, c’est qu’énergétiquement parlant, si la récupération d’énergie (chaleur provenant d’un local informatique, transfert de chaleur entre locaux dont les besoins sont forts différents, process industriel nécessitant la production d’eau glacée,…) est impossible ou faible, il faudrait mieux vous tourner vers une autre technologie.

Conclusion

On ne peut aujourd’hui que tirer une conclusion provisoire, en disant que le système DRV présente des avantages indéniables, qu’il semble d’une bonne performance énergétique grâce à une électronique intelligente et qu’il s’adapte tout particulièrement aux petites et moyennes surfaces à traiter.

Choisir le type de système DRV

En dehors des spécificités technologiques des différentes marques, les choix principaux sont :

Le choix de l’existence d’une récupération entre locaux

L’installation peut être du type « froid seul » : c’est le choix qui sera fait lorsque l’installation vient en complément d’une installation de chauffage existante (rénovation d’un ancien bâtiment). A éviter sous peine de risque de destruction d’énergie.

L’installation peut être du type « froid seul » ou « chaud seul » : les unités intérieures produisent alors toutes en même temps, soit du froid, soit du chaud. Ce système demande que les besoins du bâtiment soient assez homogènes et qu’une plage neutre (plage où la température fluctue sans intervention) de 21 à 25 °C par exemple, soit acceptée par chacun. Ce ne sera donc pas un système adéquat pour un immeuble comportant des zones intérieures (à refroidir toute l’année) ou des façades fortement vitrées, orientées Est-Ouest. Sauf si la zone intérieure du bâtiment est importante, au point qu’un circuit indépendant (avec sa propre unité extérieure) se justifie rien que pour cette zone centrale.

L’installation peut travailler en mode « froid » et en mode « chaud », simultanément : les unités intérieures peuvent assurer du chauffage dans certains locaux et du refroidissement dans d’autres. Le confort est donc nettement amélioré puisque l’on peut répondre à des besoins différents dans chaque local.
De plus, ce système permet la récupération d’énergie dans la mesure où il est capable de transférer la chaleur puisée dans les locaux à refroidir vers les locaux à réchauffer. C’est l’existence d’un réseau de fluide frigorigène, la performance des nouveaux compresseurs à vitesse variable et une électronique sophistiquée qui permet cet avantage appréciable. C’est le système à choisir lorsque l’analyse des besoins prévoit des superpositions importantes de demandes de chaleur et de froid simultanées.

Mais un supplément de prix de l’ordre de 30 à 50 % sera demandé par rapport au mode « froid ou chaud ».

Études de cas

Les paramètres de prédimensionnement

Pour réaliser un appel d’offres permettant de comparer les solutions entre elles, certains éléments doivent être précisés dans le dossier.

Un découpage des zones lié au choix du système 2 tubes ou 3 tubes

En 2 tubes :

Si les locaux sont répartis sur des façades différentes, où si certaines pièces ont des besoins forts différents des autres, il est à première vue adéquat de diviser le bâtiment en plusieurs zones, une pour chaque façade par exemple. On peut dire que 2 installations de climatisation sont alors installées dans le bâtiment, puisque les 2 unités travailleront en parallèle.

En 3 tubes :

Pour optimiser la récupération de chaleur, il faut privilégier une seule installation pour l’ensemble du bâtiment. Si cela n’est pas possible, à cause de la limite de puissance par exemple, il peut être utile de découper le bâtiment horizontalement. Si on intègre dans la même zone des locaux de façades différentes, un transfert d’énergie peut avoir lieu à l’intérieur du bâtiment, en mi-saison.

Il est donc indispensable d’évaluer si des demandes de chaud sont prévues simultanément à des demandes de froid. Tout particulièrement, si un local informatique est présent, il est opportun de l’intégrer dans une zone où les autres locaux sont majoritairement en demande de chauffage.

Une évaluation réaliste des besoins de refroidissement

Un dimensionnement très soigné doit avoir lieu. En effet, ce type d’installation travaille avec un mauvais rendement à bas régime.

Le compresseur tourne à vitesse variable en fonction de la demande. Mais une limite inférieure de 20 Hz ne peut pas être franchie. À ce moment, le compresseur développe 17 % de sa puissance nominale. Pour toute puissance inférieure, il risque d’adopter un régime de fonctionnement entrainant la destruction d’énergie. Le rendement en sera fortement dégradé.

Il faut donc éviter que l’installation soit sur-dimensionnée, c’est-à-dire, dimensionnée pour répondre à des conditions de canicule ou de froid extrême, avec des coefficients de sécurité supplémentaires, … entraînant de facto un fonctionnement fréquent à bas régime.

Plus positivement, on adoptera un facteur de foisonnement réaliste sur l’utilisation simultanée des équipements.

En quelque sorte, l’installation n’a pas la possibilité de profiter de l’inertie d’un ballon tampon…

Une analyse de la technologie la plus adéquate

Sans entrer dans trop de détails techniques, les systèmes mis sur le marché varient d’un fabricant à l’autre. Tout particulièrement, le réseau de distribution des fluides qui est plus en « râteau » chez l’un et en « botte » chez l’autre. Certains systèmes seront plus vite limités en longueur de tuyauteries après le boîtier de répartition.

Ces nuances peuvent générer des coûts très différents lors de la mise en œuvre (nombre de boîtiers de distribution, facilité de passage de tubes au niveau des poutres, …).

Il sera donc utile de préciser la disposition des locaux, leur usage, … et l’accès prévu pour les techniques (gaines techniques, trémies, réservation dans les poutres…). Si un seul réseau peut être prévu en faux plafond pour alimenter des cassettes en dessous et des unités intérieures en allège pour l’étage du dessus, le coût d’installation peut être réduit.

À la limite, surtout en 2 tubes, il faudra écarter l’un ou l’autre local de l’ensemble parce qu’il a un comportement trop différent du restant des locaux à traiter.

Comparer ce qui est comparable

Comparer deux systèmes de climatisation n’est pas toujours aisé. Un système DRV chauffe et refroidit, il est installé avec sa propre régulation, il ne demande ni chaufferie ni cheminée…

Exemples :

Un local de réunion peut être traité spécifiquement avec un système d’apport d’air neuf autonome (fonctionnement en free cooling).

La partie self 24h/24 d’une agence bancaire sera traitée distinctement des bureaux.

Qu’en est-il de la garantie ? Certains constructeurs proposent 5 ans de garantie omnium sur l’ensemble de la solution.

L’installateur est-il agréé par le constructeur ?

La location d’une grue pour poser les équipements frigorifiques en toiture est-elle présente dans l’offre ?

Dans l’appel d’offres, il faudra en tenir compte pour pouvoir ensuite comparer plus facilement des solutions différentes.

Check-list qualité

Voici quelques critères de qualité à vérifier au niveau du cahier des charges :

L’étanchéité du réseau est déterminante et l’objectif « zéro fuite » doit être poursuivi. Les soudures seront réalisées sous atmosphère d’azote (permet d’éviter la formation de calamine) lors du brasage Lors de la réception, l’installation sera testée sous minimum 30 bars d’azote durant 48 heures minimum, afin de détecter les fuites possibles du réseau.

Le cuivre doit être de qualité, de type frigorifique.

Une distribution d’air et de chaleur de qualité dans les locaux suppose un nombre suffisant de bouches ou de cassettes. Or l’installateur voudra réduire son prix en limitant le nombre de points de distribution dans les locaux. Pour que le client ne se retrouve pas avec une seule cassette très puissante au centre de son bureau paysager, le cahier des charges devra préciser le niveau de qualité à atteindre en matière de vitesse résiduelle d’air à la limite de la zone d’occupation, ou directement en matière de nombre d’appareils à prévoir.
En termes de prix, placer une cassette de 5 kW à la place d’une de 2 kW dans un bureau paysager entraine un supplément de quelques centaines d’euros. Ajouter une cassette supplémentaire dans un local génère un coût de plusieurs milliers d’euros… environ. Mettons-nous à la place de celui qui veut obtenir le marché…!
Il ne faut ni air stagnant dans un coin du local, ni turbulence à la jonction de 2 flux d’air venant d’appareils différents. Pour s’assurer du bon brassage de l’air, on demandera un spectre de distribution de l’air garanti.
La distribution prévue permet-elle une modification ultérieure éventuelle des cloisons ? (flexibilité).

Il faut vérifier la solution proposée pour que de l’air froid ne soit pas pulsé sur les occupants lors de la période de dégivrage de la pompe à chaleur. Tout particulièrement lorsqu’une arrivée d’air neuf est intégrée à l’entrée des unités intérieures…

C’est souvent l’intersaison qui pose problème… Lorsqu’une solution « froid ou chaud » est prévue, le « change over » (passage d’un mode à l’autre) devra être organisé. Si le bâtiment est assez inerte et homogène, un passage « été – hiver » manuel suffira. Dans le cas contraire, il est possible qu’il faille majoritairement chauffer au matin et refroidir l’après-midi. Et un change over automatique, décidé par le système en fonction de la demande majoritaire, est utile. Tous les systèmes ne le proposent pas. À noter que certains systèmes en mode « froid ou chaud » peuvent travailler alternativement en froid et puis en chaud, afin de satisfaire une fois l’un, une fois l’autre !

Les cassettes à intégrer dans le faux plafond sont-elles équipées d’origine de pompes pour remonter les condensats (les pompes ajoutées par après sont souvent beaucoup plus bruyantes) ?

Une possibilité de variante URE est-elle intégrée au cahier des charges ?

Le fluide frigorigène prévoit-il les exigences réglementaires futures ?

En cas d’appareil en allège, un manchon de raccord entre l’unité intérieure et la grille de l’habillage est-il prévu (pour éviter le court-circuitage partiel de l’air pulsé) ?

La hauteur de l’unité intérieure ne correspond pas toujours à la hauteur prévue pour l’habillage.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Prédimensionnement d’un humidificateur

Calcul du débit d’humidification

Préalable.

En climatisation, il est d’usage de travailler avec les débits massiques q_m (en kg/s), parce que les débits volumiques q_v (en m^³/s) sont variables avec la température (l’air se dilatant avec la montée en température).

Simplifications :

Les approximations ci-dessous simplifient les calculs, sans entraîner d’erreur supérieure à 5 % du résultat :

la capacité thermique massique est supposée constante,
dans une humidification à eau froide, l’air subit une évolution isenthalpique,
dans une humidification à vapeur, l’air garde une température constante,
l’air extérieur le plus critique est estimé avec une humidité absolue de 1 gr_eau/kg_{air sec} (c’est le cas d’un air de – 10°C et 60 % H.R., sur base du diagramme de l’air humide).

Formules de base

Dès lors, les débits d’eau d’humidification sont donnés par :

q_ma= q_vax ρ

q_me= q_max (x₂ – x₁)

où :

qma est le débit massique de l’air (en kgair sec/s)
qva est le débit volumique de l’air (en m³/s)
qme est le débit massique de l’eau (en kgeau/s)
ρ est la masse volumique de l’air (en première approximation : 1,2 kg/m³)
x1 est l’humidité absolue de l’air avant humidification (en greau/kgair sec)
x2 est l’humidité absolue de l’air après humidification (en greau/kgair sec)

Exemple : application à un humidificateur à vapeur

Soit un bureau paysager de 170 m² (sous 2,8 m de plafond, soit un volume total de 480 m³). L’ambiance doit être maintenue à 22°C et 50 % H.R.

Quel doit être le débit de vapeur ? Quelle sera la puissance de l’appareil ?

Le débit d’air à assurer (voir Réglementation Wallonne en ventilation) est de 2,5 m^³/h.m^² de plancher, soit un débit total de 2,5 x 170 = 425 m³/h.

Le débit massique correspondant :

q_ma= 425 x 1,2 = 510 kg/h

Le débit de vapeur est donné par :

x₁= 1 gr/kg (air ext. – 10°C 60 % HR)

x₂= 8,3 gr/kg (air int. 22°C 50 % HR) (voir diagramme de l’air humide)

q_me= 510 x (0,0083 – 0,001) = 3,72 kg_eau/h.

La puissance électrique maximale est donnée par le produit entre le débit d’eau vaporisé dans les conditions extrêmes et la chaleur de vaporisation de l’eau (2 676 kJ/kg) :

P = q_mex 2 676 = 3,72 kg/h x 2 676 kJ/kg x 1/3 600 s/h = 2,8 kW

On sélectionnera par exemple un humidificateur de 4 kg/h, de puissance de 3 kW environ, régulé par un hygrostat d’ambiance.

Il sera utile de prévoir également une arrivée d’eau froide avec robinet d’arrêt, une évacuation au moyen d’un entonnoir avec siphon, une prise de courant de 220 V pour le régulateur et une ligne 380 V pour l’humidificateur.

Exemple : application à un laveur d’air

Il s’agit de dimensionner le caisson « laveur d’air » d’une centrale de climatisation. L’installation fonctionne en tout air neuf.

Les consignes de l’ambiance A sont fixée à 22°C et 50 % HR (x = 8,3 gr_eau/kg_{air sec}).

L’installation est dimensionnée pour un air extérieur extrême E de – 10°C et 60 % HR (x_E= 1 g/kg).

Dans ces conditions extrêmes, le débit volumique soufflé S est de 10 000 m^³/h à 32°C. Si les apports d’eau interne sont considérés comme nuls, l’humidité absolue de l’air pulsé sera également de 8,3 gr_eau/kg_{air sec}.

L’installation comprend une batterie de préchauffe, un laveur d’air et une batterie de postchauffe.

On sélectionne un laveur d’air dont le rendement d’humidification est de 85 %.

Le tracé complet du traitement de l’air peut être dessiné dans le diagramme de l’air humide.

Puisque l’humidification est adiabatique dans un laveur d’air, le point de sortie de l’humidificateur Y est situé sur l’isenthalpe passant par le point X à l’entrée de l’humidificateur.

Le débit massique d’air est donné par :

q_ma= 10 000 m³/h x 1,14 = 11 400 kg_{air sec}/h, puisque ρ = 1,14 kg/m^³ à 32°C

Le débit d’eau évaporé dans le laveur est de :

q_me= q_max (x_S– x_E) = 11 400 x (8,3 – 1) = 83,2 kg_eau/h

Le rendement d’humidification de 85 % entraîne la relation :

η= (x_Y – x_X) / (x_SAT– xx) = 0,85

On en tire :

x_SAT= xX + (x_Y– xX) / η = 1 + (8,3 – 1) / 0,85 = 9,6 g/kg

Le point de la courbe de saturation qui présente une telle humidité absolue, est situé sur l’isenthalpe de 37,8 kJ/kg. C’est donc aussi l’enthalpie des points X et Y.

D’où :

Puissance batterie de préchauffe = q_ma x (h_X– h_E) = 11 400 x (37,8 + 7,9 ) = 521 208 kJ/h = 145 kW

Puissance batterie de postchauffe = q_max (h_S– h_X) = 11 400 x (53,5 – 37,8) = 178 980 kJ/h = 49,7 kW

Remarque : le débit d’eau pulsé est plus important puisque’on pulse généralement 0,3 kg d’eau par kg d’air, soit ici :

débit d’eau pulvérisé = 0,3 x 11 400 = 3 420 kg_eau/h

On en déduit un rapport (débit évaporé / débit pulvérisé) de (83,2 / 3 420) = 2,4 %.

Exemple : application à un humidificateur à évaporation.

Soit une salle informatique de 250 m³ dont on souhaite contrôler le degré hygrométrique. Le taux de renouvellement d’air horaire est estimé à 0,6. L’ambiance doit être maintenue à 20°C et 50 % H.R. Le local ne comportant ni arrivée d’eau, ni évacuation vers l’égout, on pense à un appareil autonome à évaporation.

Quel doit être le débit en eau de l’appareil ?

Le débit massique renouvelé chaque heure est de :

q_ma= 250 x 0,6 x 1,2 = 180 kg/h

Le débit de vapeur est donné par :

x₁= 1 gr/kg (air ext. – 10°C 60 % HR)

x₂= 7,3 gr/kg (air int. 20°C 50 % HR) (voir diagramme de l’air humide)

q_me= 180 x (0,0073 – 0,001) = 1,13 kg_eau/h.

On sélectionnera l’humidificateur dont le débit horaire est immédiatement supérieur dans le catalogue du fournisseur. Il comprend une réserve d’eau et est régulé par un hygrostat incorporé.

Calcul de la portée du jet de vapeur dans un conduit de climatisation

La portée du jet de vapeur doit être calculée afin d’éviter toute condensation sur un obstacle (filtre, ventilateur, …) ou sur les parois d’une gaine.

Un premier constructeur fournit des valeurs approchées sur base de l’humidité relative avant humidificateur et de l’humidité relative après humidificateur.

Portée de l’humidification [en m]
–	HR après
HR avant	40 %	50 %	60 %	70 %	80 %	90 %
5 %	0.9	1.1	1.4	1.8	2.3	3.5
10 %	0.8	1.0	1.3	1.7	2.2	3.4
20 %	0.7	0.9	1.2	1.5	2.1	3.2
30 %	0.5	0.8	1.0	1.4	1.9	2.9
40 %	–	0.5	0.8	1.2	1.7	2.7
50 %	–	–	0.6	1.0	1.5	2.4
60 %	–	–	–	0.7	1.2	2.1
70 %	–	–	–	–	0.8	1.7

Un autre constructeur recommande la portée suivante pour une rampe vapeur :

portée = K (q_ma/ L)^1/2(en m.)

où :

q_ma est le débit massique horaire de l’air traité (en kg/h)
L est la longueur des rampes d’injection le long desquels se répartit la distribution de vapeur (en cm.)
K est un coefficient repris dans l’abaque ci-dessous.

Ainsi, pour une humidité absolue de 4 g/kg avant humidificateur, une température de l’air de 20°C, une augmentation d’humidité absolue de 4,5 g/kg et une vitesse de l’air de 2 m/s, une valeur K de 2,5 est donnée.

Attention : les valeurs de portée trouvées ci-dessus correspondent à distance minimale nécessaire à la dilution de la vapeur dans l’air. C’est à cette distance minimale que l’on placera le ventilateur, par exemple. De plus, on prévoira :

de 1,5 à 2 x la portée avant le placement d’un filtre fin ou d’une batterie de chauffage
de 2,5 à 3 x la portée avant le placement d’un filtre absolu
5 x la portée avant le placement de l’hygrostat de limite haute

Exemple : application à un humidificateur à vapeur

Un atelier d’imprimerie doit être maintenu à 20°C avec un degré hygrométrique stable à 50 %. Les déperditions de chaleur sont estimées à 50 kW dans les conditions extrêmes. Le débit d’air pulsé est de 10 000 m^³/h. Le taux de recyclage de l’air est de 75 %. on néglige les apports en eau dans la salle.

Un humidificateur autonome à vapeur (alimentation électrique) est installé dans la gaine de pulsion.

Quel doit en être le débit d’alimentation ?

Sur base du diagramme de l’air humide :

Air extérieur E : – 10°C 60 % HR, soit x_E= 1 g_eau/kg_{air sec} et h_E= – 2,2 kJ/kg
Air ambiant A : + 20°C 50 % HR, soit x_A= 7,4 g_eau/kg_{air sec} et h_E= 38,7 kJ/kg

Caractéristiques de l’air de mélange M :

débit massique pulsé : 10 000 x 1,2 = 12 000 kg/h = 3,33 kg/s
débit massique recyclé : 12 000 x 0,75 = 9 000 kg/h
débit massique air neuf : 12 000 x 0,25 = 3 000 kg/h

h_M= (38,7 x 9 000 + (- 2,2) x 3 000) / 12 000 = 28,5 kJ/kg
x_M= (7,4 x 9 000 + 1 x 3 000) / 12 000 = 5,8 g_eau/kg_{air sec}

Caractéristique de l’air soufflé S :

L’air soufflé possède la même humidité absolue que l’air ambiant :

x_S= 7,4 g_eau/kg_{air sec}
h_S= 38,7 kJ/kg + 50 kW / 3,33 kg/s = 53,7 kJ/kg

L’air soufflé sera donc à une température maximum de 35°C. (voir diagramme de l’air humide)

Débit d’eau dans l’humidificateur :

q_me= 12 000 x (7,4 – 5,8) = 19,2 kg/h

On choisira un humidificateur de 20 kg/h

Section des gaines :

Si on choisit une vitesse de 6 m/s, on obtient :

q_va= 10 000 m^³/h / 3 600 s/h = 2,77 m^³/s
section = 2,77 m^³/s / 6 m/s = 0,46 m^², soit un conduit de section : 800 sur 600.

Portée du jet de vapeur :

on choisit deux rampes de distribution de 600 mm de longueur, soit L = 120 cm.

Pour une température avant humidification de 35°C (la batterie de chauffe est située avant l’humidificateur), une humidité absolue de 7,4 g/kg après humidification, une vitesse de 6 m/s, l’abaque donne par extrapolation un K de 0,25 (ce faible K s’explique par le fait que l’air est chaud et sec à la sortie de la batterie : l’humidité relative est proche des 20% et la diffusion de la vapeur dans l’air se fait très rapidement).

portée : K (q_ma/ L) ^1/2= 0,25 x (20 / 120) ^1/2= 0,10 m

Distance minimale entre l’humidificateur et l’hygrostat : 5 x 0,10 = 0,5 m.

Attention : la portée peut dépasser le mètre si l’air à humidifier est à une température et une humidité relative proche de l’ambiance ! C’est le cas si l’air à humidifier ne porte pas la fonction de chauffage.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Préparateur d’eau chaude sanitaire avec pompe à chaleur

Préparateur d'eau chaude sanitaire avec pompe à chaleur

Fonctionnement

Le principe de fonctionnement d’une pompe à chaleur est le même que celui de la machine frigorifique mais l’application travaille en sens inverse.

L’objectif consiste à extraire la chaleur gratuite d’un milieu extérieur : l’eau d’une rivière, l’air extérieur, l’eau d’une nappe souterraine, … (on parle de « source froide »). Physiquement, l’air extérieur à 0°C contient beaucoup d’énergie puisque sur l’échelle des températures absolues, l’air se situe en réalité à 273° K !

Schéma fonctionnement.

L’évaporateur est à l’extérieur et la température du fluide frigorigène sera environ 5 à 8°C inférieure à la température de la source froide. L’énergie thermique captée sera « remontée » à un niveau de température utilisable (pour le chauffage de l’eau chaude sanitaire) via le compresseur : la chaleur du condenseur est donc donnée au ballon.

Bien sûr, on aura intérêt à ce que l’eau chaude soit à une température la plus basse possible. L’écart de température entre l’entrée et la sortie du compresseur doit être en effet le plus faible possible pour limiter le travail du compresseur.

Exemple d’application.

Refroidir l’air extérieur à 0°C pour assurer le chauffage de l’eau chaude sanitaire à 45°C.

Le fluide frigorigène sera à .- 5°C. dans l’échangeur avec l’air et à .53°C. dans l’échangeur du ballon d’eau.

Cet écart est donc fort grand, ce qui va diminuer la performance de l’équipement.

Coefficient de performance

Le bilan énergétique de la PAC

Qu’est-ce qui coûte dans l’exploitation d’une installation de pompe à chaleur ?

pas l’énergie de la « source froide » : elle est gratuite,
mais bien l’énergie électrique du compresseur.

D’où la notion de rendement donné par le « COP », coefficient de performance :

COP = chaleur au condenseur/travail du compresseur = Q2 / W

Or Q2 = Q1 + W = chaleur captée à la source froide + énergie développée par le travail du compresseur (loi de conservation des énergies).
Dès lors, Q2 est toujours plus grand que W et le COP est toujours nettement plus élevé que 1.

Est-il normal de rencontrer une machine dont le « rendement » dépasse 100 % ?

En réalité, ce n’est pas ici une machine de conversion, de transformation d’énergie comme une chaudière, mais bien une machine qui transfère une quantité d’énergie thermique d’un seuil de température à un autre. Le COP n’est donc pas un rendement mais une évaluation de la performance du transfert.

Si l’écart entre les 2 seuils de température augmente, l’efficacité (ε ou COP) diminue.

Comment évaluer le COP d’une pompe à chaleur ?

Puisque W = Q2 – Q1, on écrit encore : COP = Q2 / (Q2 – Q1)

Si l’on considère un travail sans pertes, les lois de la thermodynamique établissent le lien entre l’énergie contenue dans un fluide (Q) et la température absolue de ce fluide (T), si bien que l’on admettra sans démonstration l’expression suivante du COP théorique :

COPthéorique = T2 / (T2 – T1) [T étant exprimé en Kelvin]

Le coefficient de performance instantané est d’autant meilleur :

que la température T1 de la source de chaleur (dite la « source froide ») est élevée,
que la température du réseau de chauffage est basse (T2 proche de T1).

Alors que l’on ne peut guère influencer la température de la source de chaleur, celle du ballon d’eau chaude sera définie par le projeteur ! Il aura intérêt à la laisser minimale.

Exemple d’une pompe à chaleur AIR-AIR.

Soit T°ext = 0°C (= 273° K) et T°chauff. = 40°C

COPthéor = (273 + 40) / (40) = 7,8 !

En théorie, la pompe fournira 8 x plus d’énergie au condenseur que d’énergie demandée au compresseur ! … (les 7/8 de la chaleur étant captés dans l’air extérieur).

En théorie … car en pratique, plusieurs éléments vont faire chuter cette performance :

Il existe un écart de température entre le fluide frigorigène et les sources.
Par exemple : si T°ext = 0°C, T°évaporateur = … – 8°C… Et si T°chauff. = 40°C, T°condenseur = … 48°C… d’où un COP = (273 + 48) / (56) = 5,7.
Le coefficient de convection entre l’eau et l’évaporateur étant nettement meilleur que le coefficient de convection entre l’air et l’échangeur, on aura tendance à privilégier les PAC eau/eau. Encore faut-il avoir une rivière au fond de son jardin ou une nappe phréatique sur laquelle il est possible de puiser (autorisation obligatoire). en général, il faudra se résoudre à prendre l’air extérieur comme source froide.

Or dans ce cas, si la T°ex < 5° C, alors T°fluide évaporateur = 0°C. Dès lors, du givre apparaît sur les ailettes, la glace bouche l’échangeur extérieur, d’où nécessité de dégivrer (soit un courant électrique est envoyé sur l’échangeur pour faire fondre la glace, soit le cycle est inversé et des gaz chauds sont envoyés dans l’évaporateur).
Avec la consommation de dégivrage, le COP moyen diminue fortement.

Lorsque la température de l’air extérieur descend sous 0°C, le compresseur a de plus en plus de mal à fonctionner : la puissance délivrée au condenseur de la pompe à chaleur devient très faible et il faut parfois ajouter des résistances de chauffage électrique directe à l’installation.

Il y a nécessité de faire fonctionner le ventilateur de la source froide, d’où une consommation électrique supplémentaire de cet auxiliaire.

Quels COP rencontrés en pratique ?

Nous n’avons pas de résultats de mesures « neutres » qui fourniraient un COP annuel sur une machine existante.

On peut imaginer à la fois que le COP est dégradé par la haute température de l’eau chaude, mais également que sa performance est élevée en été.

On pourrait interpréter les données fournies par les fabricants :

Exemple.

Imaginons les spécifications techniques dans un catalogue

Puissance calorifique	kcal/h	3 500
	Btu/h	14 000
	kW	4,10
Puissance absorbée	kW	1,33

On en déduit le coefficient de performance :

puissance calorifique (au condenseur) / puissance absorbée =
4,1 kW / 1,3 kW = 3,2

Attention ! Ce coefficient est obtenu dans des conditions bien spécifiques ! Par exemple, en petits caractères, le fabricant précise qu’il s’agit de valeurs obtenues pour 7°C extérieur… Cette performance va s’écrouler en période plus froide. En réalité, c’est le rendement moyen saisonnier qui nous intéresse… mais celui-ci n’est jamais donné puisqu’il dépend des conditions d’exploitation.

Dans le programme de promotion des économies d’énergie suisse « Ravel », on annonce un COP annuel de 3 pour une pompe à chaleur Air-Eau et de 4,5 si la pompe capte l’énergie souterraine, pour autant que le chauffage de l’eau soit limité à 50°C. Si le stockage est prévu à 60°C, une batterie électrique fournit le complément avec de l’électricité directe (COP = 1).

Attention au bilan final : imaginons le chauffage d’1 m³ de 10 à 60°C par une pompe à chaleur air-eau.

L’énergie nécessaire au chauffage de 10 à 50°C par la PAC sera de :

Énergie = 1 m³ x 1,163 kWh/m³ x (50 – 10) / 3 = 15,5 kWh

L’énergie complémentaire pour passer de 50 à 60°C sera de

Energie = 1 m³ x 1,163 kWh/m³ x (60 – 50) = 11,6 kWh

Le COP moyen annuel est alors de :

COP = Energie produite / Energie fournie

= [1 m³ x 1,163 kWh/m³ x (60 – 10)] / [15,5 + 11,6] = 2,15

Technologies

Afin de pouvoir satisfaire les débits de pointe, la pompe à chaleur est associée à un ballon accumulateur d’eau chaude, d’une capacité comprise entre 250 et 1 000 litres. Ceci permet également de faire fonctionner la pompe à chaleur durant la nuit, avec un tarif réduit.
On distingue :

Une installation compacte dans laquelle évaporateur à lamelles et compresseur sont situés sur le ballon et le condenseur y est intégré.
Une installation « split » où évaporateur et compresseur sont installés séparément, notamment parce que la source de chaleur et le chauffe-eau ne se trouvent pas au même endroit.

Entre le ballon et la pompe à chaleur, différents modes de transport de la chaleur sont possibles :

Par le fluide frigorigène (coefficient de performance élevé mais nécessité d’une construction anticorrosion limitant le risque de contact avec l’eau potable). On utilise généralement des conduites pré-chargées de fluide frigorigène et obturées par une feuille métallique. Lors du vissage des conduites, une broche percera la feuille métallique.

Par l’eau du ballon, au moyen d’un échangeur de chaleur extérieur à celui-ci.

Par un liquide intermédiaire, construction plus complexe mais sécurité accrue (le circuit du fluide intermédiaire doit être équipé d’un dispositif automatique de dégazage).

Par un condenseur extérieur disposé autour de l’accumulateur d’eau chaude, toute infiltration du frigorigène étant alors exclue.

Certains appareils possèdent en outre une résistance électrique d’appoint pour porter l’eau à plus haute température (55 à 60°C).

Il existe des appareils avec évaporateur statique (sans ventilateur), dont la surface d’échange est étendue.

Installation

Le raccordement électrique (disjoncteur, …) est similaire à celui d’un chauffe-eau électrique.

Il faut cependant prévoir en plus un conduit d’évacuation des condensats provenant de l’humidité de l’air.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer la motivation au sein d’une institution

Les informations contenues dans « l’évaluation » permettent de comprendre la situation. Il est en effet capital, quand on n’est pas en mesure de résoudre un problème de manière spontanée, d’être capable de se poser des questions et de savoir à quelle théorie on peut emprunter des explications.

Sans ce passage par l’analyse, les êtres humains ont le plus souvent tendance à considérer que celui qui est en face d’eux est un sombre crétin, qu’il ne comprend rien à rien, qu’il est méchant ou idiot, trop politisé ou complètement illogique …

Ceci n’arrange évidemment pas très souvent les problèmes ; au contraire, cette façon de réagir entretient bien souvent une situation. La Rochefoucauld disait déjà : « Nous ne trouvons guère de gens de bon sens que ceux qui sont de notre avis ». Un frein énorme à la gestion des relations humaines est cette certitude, bien ancrée chez beaucoup d’entre nous, que nous sommes compétents et que, par conséquent, ce sont les autres qui doivent s’adapter.

Otto Weiss, quant à lui, disait : « Réfléchir est si fatigant que beaucoup préfèrent juger ».

Nous vous proposons des manières de réfléchir.

Exemple

Un utilisateur a des comportements incompréhensibles : il ouvre la fenêtre en laissant le radiateur ouvert au maximum.

Une première réaction du responsable énergie peut être de se dire : « il ne paie pas, donc il s’en fiche » et de développer à l’égard de cette personne beaucoup de colère ou de ressentiment.

Tant que vous en restez là dans votre conception du problème à résoudre, vous avez peu de pistes de solutions à votre disposition. Que peut-on faire, en effet, pour convaincre quelqu’un qui s’en fiche parce qu’il ne paie pas ? On ne peut quand même pas imaginer de faire payer le chauffage à tous les fonctionnaires …

La situation est donc désespérée.

On pourrait en effet se dire que l’utilisateur fonctionne avec des habitudes qu’il a prises au fil du temps, qu’il ne pense plus à ce qu’il fait et qu’il ne possède pas suffisamment d’informations pour changer des comportements qui, à lui au moins, ne posent pas de problème. Il restera alors à trouver comment informer et motiver les utilisateurs à changer leurs comportements en prenant en compte une meilleure utilisation de l’énergie. Même si c’est long et difficile, ce n’est quand même pas impossible.

Cette première piste vous aidera certes à augmenter vos compétences, encore faut-il que vous trouviez les moyens institutionnels et personnels de mettre ces compétences en application malgré les difficultés que vous rencontrerez en le faisant.

Il vous est proposé d’évaluer

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Statistiques de consommation de la climatisation

Consommation frigorifique de la climatisation des bureaux

(Consommations en kWh/m² par an)

Usage 250 j/an, 10 h/jour avec stores intérieurs

Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² ⁽¹⁾	Température du thermostat en °C
Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² ⁽¹⁾	–	21	22	23	24	25
Nord	10 20 30 40 50	14,3 18,0 18,5 18,9 19,4	10,7 13,0 13,2 13,3 13,5	7,7 9,0 9,0 9,0 9,0	5,5 6,2 6,2 6,2 6,2	3,8 4,2 4,2 4,2 4,2	2,5 2,7 2,7 2,7 2,7
Est/Sud/Ouest	10 20 30 40 50	16,8 22,8 24,1 24,8 25,4	13,4 17,6 18,1 18,3 18,5	10,5 13,0 13,1 13,1 13,1	8,0 9,7 9,7 9,7 9,7	5,9 6,9 6,9 6,9 6,9	4,3 4,8 4,8 4,8 4,8

⁽¹⁾ W/m² surface au sol.

Source : Novem/verkort referentiejaar ISSO – 12 – 1993.

Usage 250 j/an, 10 h/jour avec stores extérieurs

Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² (1)	Température du thermostat en °C
Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² (1)	–	21	22	23	24	25
Nord	10 20 30 40 50	13,7 16,5 17,0 17,4 17,9	10,0 11,5 11,7 11,9 12,1	6,9 7,6 7,6 7,6 7,6	4,6 4,9 4,9 4,9 4,9	2,9 3,0 3,0 3,0 3,0	1,6 1,7 1,7 1,7 1,7
Est/Sud/Ouest	10 20 30 40 50	15,7 19,9 20,7 21,4 22,1	12,1 14,5 14,8 15,0 15,2	8,7 9,9 10,0 10,0 10,0	5,9 6,6 6,7 6,7 6,7	4,0 4,3 4,3 4,3 4,3	2,5 2,6 2,6 2,6 2,6

⁽¹⁾ W/m² surface au sol.

Source : Novem/verkort referentiejaar ISSO – 12 – 1993.

Usage 24 h/24 avec stores intérieurs

Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² (1)	Température du thermostat en °C
Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² (1)	–	21	22	23	24	25
Nord	10 20 30 40 50	40,4 49,3 50,9 51,6 52,2	34,7 41,4 42,3 42,6 42,8	30,0 34,9 35,3 35,3 35,3	26,0 29,6 29,8 29,8 29,8	22,2 24,7 24,9 24,9 24,9	18,8 20,5 20,5 20,5 20,5
Est/Sud/Ouest	10 20 30 40 50	43,2 54,5 57,4 58,5 59,6	37,6 46,1 47,4 47,7 47,9	33,2 39,6 40,3 40,3 40,3	29,4 34,2 34,6 34,6 34,6	25,6 29,2 29,5 29,5 29,5	22,2 24,7 24,8 24,8 24,8

⁽¹⁾W/m² surface au sol.

Source : Novem/verkort referentiejaar ISSO – 12 – 1993.

Usage 24 h/24 avec stores extérieurs

Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² (1)	Température du thermostat en °C
Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² (1)	–	21	22	23	24	25
Nord	10 20 30 40 50	39,8 47,6 48,6 49,2 49,9	34,0 39,6 40,1 40,3 40,5	29,3 33,1 33,2 33,2 33,2	25,2 27,8 27,8 27,8 27,8	21,3 23,0 23,0 23,0 23,0	17,8 18,8 18,8 18,8 18,8
Est/Sud/Ouest	10 20 30 40 50	41,9 51,1 52,9 54,0 55,1	36,2 42,6 43,2 43,4 43,6	31,7 36,1 36,3 36,3 36,3	27,7 30,7 30,8 30,8 30,8	23,9 25,8 25,9 25,9 25,9	20,3 21,4 21,5 21,5 21,5

⁽¹⁾ W/m² surface au sol.

Source : Novem/verkort referentiejaar ISSO – 12 – 1993.

Centre informatique

Puissance informatique W/m² (1)	Température du thermostat en °C
Puissance informatique W/m² (1)	–	21	22	23	24	25
100 200 300 400 500	351 446 550 667 795	298 387 482 590 709	250 333 419 518 628	208 283 361 451 552	171 238 308 389 481	138 199 260 332 415

⁽¹⁾ W/m² surface au sol.

Source : Novem/verkort referentiejaar ISSO – 12.

Exemple d’utilisation des tableaux de consommation

Données

A	immeuble de bureaux 15 000 m²,
P_k	pouvoir calorifique électrique installé de 300 kW,
n_w	total jours ouvrables de 250 (2 500 h/a),
T_k	position thermostat frigorifique sur 22°C,
ZTA	facteur d’ensoleillement total de 0,1 (avec protection solaire extérieure), orientation façades ouest et est, air conditionné toujours en fonctionnement (8 760 h/a).

Questions

Quelle est la consommation annuelle d’électricité ?
Quelle est l’économie quand le thermostat de froid a été réglé sur 24°C et que le refroidissement (climatisation) est arrêté en dehors des heures de travail ?

Calcul

Le pouvoir calorifique installé se monte à 300 000 / 15 000 = 20 W/m².
Il semble, à travers le tableau reprenant l’usage 24h/24 avec stores extérieurs, que la consommation électrique annuelle s’élève à 36,1 kWh/m².

A 2 500 h/a et avec le thermostat réglé sur 24°C, la consommation annuelle s’élève à 4,3 kWh/m² (tableau reprenant l’usage 250 j/an, 10 h/jour avec stores extérieurs).
L’économie annuelle s’élève à (36,1 – 4,3) x 15 000 = 477 000 kWh/a.

Remarque :
La méthode utilisée ici est très approximative en soi. Elle est basée sur des données climatiques pour les Pays-Bas. Un examen plus approfondi est nécessaire lorsque des règles d’économie imposent des investissements.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Échangeur à plaques

Principe

L’échangeur de chaleur est constitué de plaques, de tubes ou de gaufrages de type « nid d’abeilles », de faible épaisseur en aluminium ou matière plastique qui séparent les veines d’air. Le matériau utilisé pour la fabrication des plaques est variable, ce peut être du verre (il est insensible à la corrosion mais est lourd et cassant) ou bien de l’aluminium, de l’acier inoxydable ou un matériau synthétique.

Les plaques sont assemblées entre elles par collage ou soudage et placées dans un châssis rigide. L’épaisseur d’une plaque oscille généralement entre 0,1 et 0,8 mm, la distance entre les plaques est très faible, entre 5 et 10 mm, et les courants sont généralement croisés. Afin de maximiser l’échange convectif, les plaques peuvent être gaufrées et créer de la sorte une turbulence.

Echangeur à plaques.

En faisant varier la dimension des plaques et leur nombre, on peut obtenir de multiples variantes.

On peut également :

- Augmenter la longueur de l’échangeur ce qui à la place d’un échange classique à courants croisés autorise un échange mixte à courants croisés et contre-courant.

On parle d’échangeur à plaque double.

Monter en série deux échangeurs de chaleur fonctionnant là aussi en courants croisés / contre-courant.

Si les échangeurs de chaleur sont montés en série, les circulations des veines d’air sont telles que les raccordements tant de l’air neuf que de l’air repris restent au même niveau, ce qui est toujours préférable.

Pour prévenir une surchauffe, la récupération de chaleur doit pouvoir être interrompue en été ou en mi-saison : un by-pass devra être prévu.

Lorsque les surfaces de l’échangeur sont suffisamment froides (température inférieure à la température de rosée de l’air extrait), la vapeur d’eau contenue dans l’air extrait se refroidit et se condense, ce qui a pour conséquence l’augmentation du transfert de chaleur. Pour éliminer la condensation, les plaques sont souvent placées verticalement. Les groupes doivent alors être superposés, et des contraintes d’emplacement apparaissent.

Pour des températures extérieures très basses, les condensats peuvent même geler. Pour éviter ces problèmes de gel et de surchauffe une régulation est donc à prévoir.

De même, vu les risques d’encrassement, des filtres sont à prévoir, tant sur la veine d’air neuf que sur la veine d’air repris.

L’encrassement de l’installation pouvant provoquer outre une diminution de la transmission de chaleur, également un changement dans le type d’écoulement d’air. Il faut donc prévoir un entretien régulier du récupérateur.

Facteur influençant le rendement

Prenons un exemple :

Soit un débit d’air neuf de 100 m^³/h (+/- 28 dm^³/s).

Avec un débit d’air rejeté de 110 m^³/h (mise en dépression du local), le rapport V_an/V_av vaut 100 / 110 = 0.9. Sur le catalogue d’un constructeur, on déduit une efficacité de l’échangeur à plaques de +/- 67 %.

Courbes de rendement.

Le rendement de récupération est fonction de :

la configuration de l’écoulement de l’air,
l’écartement des plaques,
la surface des plaques,
l’état de surface des plaques (rugosité, …).

> l’efficacité thermique se situe généralement entre 50 – 85 %

Avantages – Désavantages

Avantages

Simple et fiable,
grande durée de vie et pratiquement pas de panne,
absence de pièces en mouvement, sécurité de fonctionnement,
peu de maintenance nécessaire,
faible risque de contamination de l’air frais en cas de bonne conception,
exécution en divers matériaux et nombreuses combinaisons possibles,
la solution la plus adaptée (rentabilité) aux petits débits d’air (< 5 000 m³/h).

Désavantages

Disposition Air neuf/Air rejeté proche,
sans by-pass, il n’y a pas de régulation de température et donc un risque de surchauffe en été,
danger de givre par température extérieure basse et par dépassement du point de rosée, il faut être attentif à la régulation si on souhaite tenir compte du récupérateur pour dimensionner les chaudières et les batteries de chauffe,
l’échangeur présente une perte de charge relativement importante, surtout à de grands débits,
en cas de panne des équipements mal conçus peuvent être source de bruit ainsi que de fuites et donc de contamination.

Régulation

Tous les types de récupérateurs nécessitent un système de régulation :

En hiver pour éviter le gel du côté de l’air extrait : si l’échange est tel que la température de l’air extrait chute sous 0°C, il faut réduire le transfert de chaleur pour éviter le givre de l’échangeur, ou pratiquer un dégivrage périodique.

En mi-saison et en été pour éviter la surchauffe de l’air à la sortie du récupérateur : il faut réduire l’échange pour éviter que la température de l’air neuf devienne telle qu’elle contribue à surchauffer l’ambiance intérieure.

Dans le cas d’un échangeur à plaques, seule une régulation par by-pass d’une partie de l’air neuf est possible. Au moyen de registres à volets conjugués, on diminue le débit d’air neuf qui transite dans l’échangeur tandis qu’on augmente simultanément le débit d’air neuf court-circuité . Il est ainsi possible de réduire en continu jusqu’à 0 % la puissance du récupérateur de chaleur.

En hiver

Du fait même de la technologie d’un échangeur de chaleur, les températures des deux veines d’air à la sortie de l’échangeur ne sont pas identiques. Et même lorsque la température de l’air rejeté est choisie de telle façon (par exemple + 3°C) que tout risque de gel soit exclu, il n’en reste pas moins qu’il existe à l’intérieur de l’échangeur des « coins froids » dans lesquels de l’air neuf froid se trouve en contact avec de l’air repris déjà refroidi ce qui fait que la température des plaques peut localement tomber en dessous de 0°C.

Si, en cet endroit, la température superficielle des plaques est inférieure à la température de rosée de l’air rejeté, une partie de la vapeur d’eau contenue dans cet air va se condenser et geler. Si l’on peut admettre le gel d’une petite partie de l’échangeur pendant un court laps de temps, il n’en est plus de même sur une longue durée car les particules de glace vont colmater les canaux et entraver la circulation de l’air, d’où une augmentation de la perte de charge et une plus grande consommation d’électricité du ventilateur si l’on souhaite maintenir le même débit d’air.

On peut définir une température extérieure en dessous de laquelle, compte tenu bien entendu de la température d’entrée de l’air repris dans l’échangeur et des débits mis en œuvre, il y a risque de gel à l’intérieur de l’échangeur (cette température est dite « température extérieure limite »).

Lorsque la température extérieure est telle qu’un risque de gel à l’intérieur de l’échangeur est à craindre (par exemple fonctionnement de nuit lorsque la température extérieure est plus basse, démarrage le matin lorsque la température a chuté la nuit ou tout simplement lorsque les conditions climatiques sont extrêmes), il est nécessaire de prendre un certain nombre de mesures pouvant consister :

À by-passer une partie de la veine d’air neuf ce qui permet de faire chuter le rapport des débits : air neuf / air repris. Mais la puissance de la batterie de réchauffage qui suit doit être alors plus importante.

À by-passer une partie de la veine d’air neuf et en parallèle réduire de débit d’air neuf au niveau du ventilateur (ventilateur à 2 vitesses ou à vitesse variable), lors de dégivrages périodiques de courte durée. Cela permet de ne pas surdimensionner la batterie de chauffe mais il faut rester dans des limites de confort respiratoire correctes.

À recycler entièrement l’air rejeter, durant une courte période de dégrivage et à le réinjecter du côté de l’air pulsé. Aucun surdimensionnement de la batterie de chauffe n’est alors nécessaire, mais l’air pulsé est momentanément contaminé par l’air vicié.

Recyclage de l’air extrait pour dégivrer le récupérateur.

À préchauffer l’air neuf à une température comprise entre – 10 et – 5°C au moyen d’une batterie à eau chaude ou électrique.

Pour détecter le gel d’une partie d’un échangeur de chaleur, on procède par mesure de la pression différentielle entre l’amont et l’aval de la veine d’air repris car au fur et à mesure que la couche de glace s’étend et s’épaissit, la perte de charge de l’échangeur sur la veine d’air repris augmente rapidement.

Entretien

Le contrôle de l’état de propreté de l’équipement de récupération est primordial.

En effet, l’encrassement des surfaces d’échange a deux conséquences néfastes sur la récupération : la réduction du coefficient d’échange de chaleur et la réduction des débits d’air.

Le tableau ci-dessous donne, pour les échangeurs à plaques, les différents points à contrôler lorsque l’on fait la maintenance :

Échangeur à plaques		v
1	État des surfaces d’échange (nettoyage régulier)	X
2	Contrôle des éventuelles fuites d’air	–
	fuites externes	X
	fuites internes	X
	fuites au niveau du clapet de by-pass	X
3	Contrôle de la régulation	–
	régulation du/des clapets de by-pass	X
	régulation antigel	X

Exemple

En vue de comparer les différents systèmes de récupération, nous développons ici le calcul du rendement de l’installation pour les différents systèmes de récupération présentés.

Prenons comme exemple une installation de traitement d’air d’un immeuble de bureaux, fonctionnant en tout air neuf, 10 heures/jour, 5 jours/semaine.

Les groupes de pulsion et d’extraction GP/GE sont de même débit : 21 000 m³/h – section de 1 525 x 1 525 mm, soit une vitesse d’air de 2,5 m/s.

Dans le cas d’un échangeur à plaques, on déduit du catalogue du constructeur :

le choix d’un récupérateur à plaques en Aluminium, avec by-pass.
le fonctionnement dans les conditions extrêmes :

l’évolution dans le diagramme de l’air humide :

On constate qu’une part de l’énergie thermique transmise à l’air neuf provient de la condensation de la vapeur d’eau de l’air extrait. Celui-ci ne reçoit aucune humidité et évolue donc à humidité absolue constante.

l’efficacité thermique instantanée :

ε_t= t₂– t₁/ t₃– t₁= (14 – (- 10)) / (22 – (- 10)) = 0,75 = 75 %

L’équipement sélectionné a entraîné les températures de sortie des fluides. On en déduit que le récupérateur a donné un accroissement de température de l’air neuf de 75 % de l’écart maximal entre les fluides, soit 0.75 x 32° = 24°.

Remarque : en réalité, le rendement thermique (rapport des enthalpies) donnerait :

η = h₂– h₁/ h₃– h₁= (17,5 – (- 6,5)) / (41 – (- 6,5)) = 0,51 = 51 %

Seulement 51 % du transfert maximal (en chaleur sensible et latente) est réalisé par le récupérateur).

La puissance maximale récupérée représente :

P_{max. réc.}= 0,34 [W/(m³/h).°C] x 21 000 [m³/h] x (14° – (- 10°)) = 167 [kW]

0,34 [W/(m³/h).°C] = chaleur spécifique de l’air.

Cette puissance pourra être déduite de la puissance de la chaudière à installer si la régulation du dégivrage le permet.

P_{moy. réc.}= 167 [kW] x (22° – (8°)) / (22° – (- 10°)) = 73 [kW]

Cela entraîne une économie thermique de :

E_réc= 73 [kW] x 10 [h/j] x 5 [j/sem] x 35 [sem] / 0,8 = 160 245 kWh

Le facteur 0.8 correspond au rendement saisonnier de la production de chaleur pour une installation nouvelle, dont les conduites sont isolées. On prendrait 0.7 pour une installation plus ancienne. 35 semaines correspondent à la durée de la saison de chauffe.

Suite à la présence du récupérateur (pertes de charge complémentaires), les puissances des ventilateurs sont modifiées comme suit :

Avant		Après
GE	GP	GE	GP
2,2 kW	5,2 kW	5,5 kW	6,6 kW

Intérêt pour le refroidissement

Dans un bâtiment climatisé en été, l’intérêt d’installer un récupérateur pour prérefroidir l’air neuf et diminuer les coûts de la climatisation est faible. En effet, la période durant laquelle cela peut se passer et la très faible différence de température entre l’air neuf et l’air vicié rend l’énergie totale récupérée en été négligeable.

Pour contourner cet obstacle, il existe des échangeurs à plaques dans lequel l’air vicié est refroidi plus fortement par humidification.

Pour en savoir plus sur ce système refroidissement dit adiabatique.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Condenseurs [Froid alimentaire]

Vue synoptique

La chaleur extraite par une machine frigorifique doit être évacuée vers l’extérieur. Le plus simple est de refroidir le fluide frigorigène avec l’air extérieur :

Problème : parfois, la distance entre le groupe et la toiture est fort élevée et la perte de charge dans le circuit frigorifique serait trop importante. Aussi, un circuit d’eau est créé, l’eau refroidit le fluide frigorifique et l’air refroidit l’eau !

Trois types d’échangeur sont rencontrés :

L’aéro-refroidisseur

Le fluide frigorigène est directement refroidi par l’air.

Le condenseur évaporatif

Une puissance supplémentaire est donnée par pulvérisation d’une eau indépendante du circuit.

Le condenseur adiabatique

De l’eau d’une source externe (eau de pluie par exemple) imbibe des matelas à un débit tel que toute l’eau est entièrement évaporée dans l’air entrant, ce qui permet de le refroidir.

Fonctionnement d’un condenseur à air

Le fonctionnement du condenseur s’intègre dans un fonctionnement global de la machine frigorifique.

En théorie, la condensation se déroule en 3 phases :

Phase 1, la désurchauffe du fluide frigorigène, qui, sortant du compresseur sous forme de gaz très chauds (parfois jusqu’à 70 °C), va se refroidir et donner sa chaleur sensible.

Phase 2, la condensation du fluide, moment où l’essentiel de la chaleur est donné sous forme de chaleur latente.

Phase 3, le sous-refroidissement du liquide, communiquant encore de la chaleur sensible au fluide refroidisseur.

Schéma fonctionnement d'un condenseur à air.

Fonctionnement des condenseurs évaporatifs et adiabatiques

Un litre d’eau évaporée évacue 2 500 kJ de chaleur. Pour obtenir le même effet de refroidissement sur le fluide frigorigène sans l’évaporation de l’eau, par exemple dans un condenseur à eau, on devrait faire couler dans les tuyaux du condenseur 60 litres d’eau qui se réchaufferaient de 10 °C … (sur base d’une capacité calorifique de l’eau de 4,18 [kJ/kg.K]).

Condenseur évaporatif simple

Un condenseur évaporatif simple est équipé d’un dispositif simple d’aspersion de la batterie de condensation. Il travaille essentiellement en « température de bulbe humide » permettant de valoriser la chaleur de vaporisation et, par conséquent, de réduire la température de condensation de l’ordre de 4 à 5°C. C’est sur le principe physique de l’évaporation de l’eau que le condenseur évaporatif fonctionne. Ainsi, l’eau est pulvérisée en microgouttelettes au niveau de la batterie de condensation en assurant le refroidissement du fluide frigorigène par la combinaison :

d’un échange de chaleur sensible, dû à la température du mélange de l’eau et de l’air ascendant;

et d’un échange de chaleur latente, dû à l’évaporation de l’eau dans l’air au contact de la batterie de condensation.

En théorie, si l’échange était parfait (surface d’échange infinie), le fluide frigorigène refroidi atteindrait la température humide de l’air.

Par exemple, si l’air extérieur est de 30°C, 40 % HR, sa température humide est de 20 °C 100 % HR. Mais l’eau n’atteindra pas cette valeur. En pratique, elle sera de 3 à 8 °C au-dessus de cette valeur, suivant le dimensionnement du bureau d’études (pour atteindre 3 °C, il faut dimensionner largement le condenseur). Cette valeur est appelée « approche ».

Approche.

Condenseur évaporatif mixte

Condenseur évaporatif (550 kW).

Le condenseur évaporatif mixte optimise la consommation d’eau de refroidissement grâce à trois modes de fonctionnement :

mode sec;
mode adiabatique;
mode combiné sec et humide.

Mode sec

Mode sec.

En mode sec, le condenseur évaporatif fonctionne comme un condenseur à air. La vanne trois voies du circuit du fluide frigorigène est ouverte de manière à laisser passer le fluide en série dans les deux batteries de condensation :

d’abord dans la batterie supérieure (batterie à ailettes). Le sens d’écoulement du fluide est de haut en bas;

ensuite dans la batterie inférieure (batterie lisse). Dans cette batterie, le sens d’écoulement du fluide est inversé (de bas en haut) et ce, afin de favoriser l’échange avec l’air.

La pompe d’alimentation en eau ne débite pas.
Ce mode de fonctionnement convient quand la température externe basse autorise la condensation par un échange basé uniquement sur la chaleur sensible (échange de chaleur dû à l’écart de température entre le fluide frigorigène et l’air externe).

Mode adiabatique

Mode adiabatique.

En mode adiabatique, la vanne trois voies ne permet au fluide frigorigène que de se condenser dans l’échangeur supérieur à ailettes.

La pompe à eau fonctionne et permet l’aspersion du « matelas » qui s’imbibe d’eau. Le débit est régulé de telle manière à évaporer l’eau dans l’air qui traverse le matelas. Le pré-refroidissement (adiabatique) de l’air assure une température de condensation inférieure à celle espérée en mode « sec » (on peut gagner, selon un constructeur de 5 à 7°C par rapport à un refroidissement en chaleur sensible).

Mode combiné sec et humide

Mode mixte.

En mode combiné la chaleur sensible et latente (due à l’évaporation de l’eau dans le flux d’air). La batterie supérieure à ailettes travaille à 100 % de sa capacité aidée par la batterie à surface lisse qui module en fonction de la pression de condensation. Par ce système, il est possible de garantir une température de condensation basse et donc d’améliorer les performances du compresseur (taux de compression HP/BP plus faible).

Ce mode de fonctionnement, tout comme les tours de refroidissement, exige un suivi important au niveau maintenance afin de limiter les risques de développement de légionelles. C’est sans doute pour cette raison, mais aussi pour une question de puissance que ce genre de condenseur est très peu répandu.

Condenseur adiabatique

Condenseur adiabatique.

Le principe de fonctionnement du condenseur adiabatique est le même que l’évaporatif. Les seules différences sont les suivantes :

L’évaporation de l’eau est réalisée exclusivement au niveau des « matelas » avant la batterie de condensation. C’est un pré-refroidissement (adiabatique) de l’air.

Le débit d’eau qui imbibe les « matelas », est régulé de telle manière que toute l’eau s’évapore. Par ce procédé, on limite le risque de développement des légionelles vu qu’il n’y a pas de fines gouttelettes en suspension dans l’air. D’après un constructeur de ce type de condenseur, les rapports d’analyse bactérienne sont très prometteurs.

Comparaison des performances

Comparons les systèmes en fixant des valeurs moyennes : une température d’air de 30°C 40 % HR, une « approche » de 5 °C, un pincement des échangeurs de 6°C et un échauffement de la température de l’eau de 7 °C.

Type de condenseur	T° air sec	Entrée condens.	Sortie condens.	T°condensat. fluide frig.
à air	30°	T° air = 30°	T° air = 37°	43°
évaporatif et adiabatique	30°	T° air = 25°	T° air = 32°	38°

Cette approche simplifiée situe l’ordre de grandeur de la température de condensation, et donc l’impact sur la consommation du compresseur.

Technologie des condenseurs à air

Batterie de condensation

L’évacuation de la chaleur du circuit frigorifique est assurée au travers d’un échangeur direct fluide frigorigène/air.

Batterie de condenseur (source : Balticare).

Le gaz chaud du réfrigérant cède sa chaleur à l’air traversant le condenseur et passe à l’état liquide. Le débit et la température du flux d’air déterminent la puissance du condenseur.

La technologie des batteries de condensation est extrêmement complexe quant à l’optimisation de l’échange de chaleur.

Cette batterie d’échange convient en toute saison, car elle est insensible au gel.
Néanmoins, elle n’est pas aussi performante qu’un condenseur avec pulvérisation d’eau puisque la température de refroidissement est limitée à la température de l’air extérieur; c’est le point faible du condenseur à air. En effet, l’air de refroidissement peut être élevé en été.

Plus chaud sera l’air , plus la pression de condensation sera très élevée. Le compresseur verra dès lors sa consommation énergétique augmenter.

Proportionnellement, le condenseur évaporatif aura un meilleur rendement… mais une sensibilité à la corrosion plus forte …

Ce système doit donc être limité aux installations de petite et moyenne puissance.

Ordres de grandeur

coefficient d’échange d’un condenseur à air : 20 à 30 [W/m².K];

puissance de réjection (puissance d’évacuation de la chaleur) : de quelques kW à plusieurs centaines de kW au niveau du froid commercial;

Particularités

Les batteries peuvent être positionnées :
- horizontalement (répartition de la charge sur une plus grande surface au sol; ce qui intéressant lorsqu’on les place en toiture);
- verticalement (gain de place au sol);
- en V;
- …

Les ailettes de batterie sont en général protégées contre les agressions (corrosion, entartrage, …) par un revêtement en « époxy ».

Le dimensionnement d’un condenseur doit tenir compte du sous-refroidissement. Le condenseur est alors légèrement surdimensionné afin d’offrir au fluide frigorigène une surface d’échange suffisante pour condenser complètement (meilleure performance du cycle frigorifique, réduction du risque de « flash gaz » au niveau du détendeur).

Condenseur horizontal (source Delhaize).

Ventilateur

Particularités

Deux types de ventilateur sont utilisés :

Ventilateur axial et ventilateur centrifuge.

La vitesse moyenne de passage de l’air est de 2 à 4 m/s.

Dans certaines applications, les ventilateurs doivent être munis de silencieux afin de réduire les nuisances sonores surtout en milieu urbain.

Silencieux (source Balticare).

En général, sur les condenseurs de faible puissance, un seul voire deux ventilateurs axiaux en parallèle assure l’évacuation de la chaleur de condensation.

Par contre, pour les grandes puissances, plusieurs ventilateurs permettent de moduler la puissance de dissipation par leur mise en cascade ou en parallèle avec variation de vitesse sur chacun d’eux.

Régulation de la vitesse

Une des particularités les plus importantes des condenseurs à air est la régulation de la vitesse des ventilateurs en fonction des conditions externes de température et de la chaleur de réjection à évacuer. En effet, elle permet de profiter de notre climat tempéré pour abaisser au maximum la température de condensation qui influence énormément les consommations du compresseur.

Coffret avec variateur de vitesse (source Balticare) et variateur de vitesse (source Delhaize).

Technologie des condenseurs évaporatifs

Condenseur évaporatif mixte et condenseur adiabatique.

Principe

Les condenseurs évaporatifs se comportent comme des tours de refroidissement fermées, à la différence près que le fluide réfrigérant se condense directement au niveau de la batterie sans passer par un circuit intermédiaire d’eau de refroidissement.

Performances

Vu la présence de système de refroidissement par évaporation d’eau, les condenseurs évaporatifs ont des performances plus élevées que les condenseurs à air. Naturellement, la puissance de réjection est plus importante aussi. Les plus petites unités ont des puissances de l’ordre de 100 KW. Ce type de condenseur s’adresse donc à des moyennes et grandes surfaces.

Les performances du condenseur seront fonction de :

la différence de température entre le réfrigérant et l’eau,
la vitesse de l’eau (le débit),
le coefficient d’encrassement,
la nature du fluide frigorigène.

Utilisation de l’eau

Eau de ville

Pour le refroidissement, on peut utiliser l’eau du réseau (eau potable), mais cette solution n’est pas adéquate vu la consommation exorbitante d’eau qu’elle entraîne !

Eau de pluie

Aussi, on oublie trop souvent de parler de la récupération d’eau de pluie qui représente une source non négligeable de réduction de la facture d’eau du réseau. Certains diront que l’eau de pluie est agressive et risquerait de corroder le condenseur. N’oublions pas qu’actuellement la plupart des batteries de condensation sont protégées (« coating ») par une couche époxy qui permet de réduire le risque de dégradation. Par contre, il faut souligner que l’eau de pluie provoque peu d’entartrage.

Types de condenseur évaporatif

Les condenseurs évaporatifs simples

Les condenseurs évaporatifs simples sont, en général, équipés :

d’une batterie de condensation à surface lisse;
d’un ventilateur axial ou centrifuge suivant la puissance de réjection;
d’une rampe d’aspersion;
d’un bac de récupération d’eau;
d’une pompe;
d’accessoires de régulation;
…

Les condenseurs adiabatiques

Ils se différencient des condenseurs évaporatifs simples par le procédé d’évaporation de l’eau :

Le condenseur évaporatif simple réalise l’évaporation directement au niveau de la batterie de condensation. Aussi, toute l’eau aspergée n’étant pas évaporée, la partie liquide est récoltée au point bas de l’équipement.

Le condenseur adiabatique, quant à lui, est équipé de « matelas » qui s’imbibe d’eau. En principe toute l’eau est évaporée par le passage de l’air au travers des matelas. Il agit surtout comme pré-refroidisseur de l’air qui passera au travers de la batterie de condensation.

Le condenseur adiabatique est souvent équipé :

d’une batterie de condensation à ailettes;
d’un ventilateur axial;
de matelas refroidisseurs;
d’accessoires de régulation;
…

Les condenseurs mixtes

Les condenseurs évaporatifs mixtes allient les technologies des condenseurs évaporatifs simples et adiabatiques. Ils sont en général prévus pour évacuer des grandes quantités de chaleur. On les retrouve plutôt dans les industries agro-alimentaires. Néanmoins, il pourrait très bien convenir pour les grandes surfaces (ordre de grandeur : puissance de réjection > 500 kW).

Ce type de condenseur est composé principalement des pièces suivantes :

Entrée d’air.
Sortie d’air.
Entrée fluide frigorigène (gaz).
Sortie fluide frigorigène (liquide).
Surface d’échange adiabatique.
Bassin de récupération d’eau.
Rampe d’aspersion.
Batterie à surface lisse (évaporatif).
Pompe d’alimentation en eau.
Séparateur de gouttes.
Bâti.
Batterie à ailettes (sec).
Ventelles d’entrée d’air.
Vanne trois voies modulante.
Capteur de pression.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Analyser la consommation due au conditionnement d’air

Une évaluation toujours complexe

Si l’estimation de la consommation de chauffage d’un bâtiment est relativement aisée par la méthode des degrés-jours (en gros : plus il fait froid, plus l’installation consomme), l’estimation de la consommation du conditionnement d’air d’un bâtiment est nettement plus complexe !

Pourquoi ?

La consommation est liée aux apports solaires du bâtiment : quel est l’apport solaire effectif en tenant compte de chaque surface vitrée et de l’ombrage provoqué par les bâtiments voisins ? Et cet apport peut être différent au 5ème étage par rapport au premier…

La consommation est liée à de nombreux auxiliaires (pompes, ventilateurs,…) dont le coût d’exploitation est loin d’être négligeable.

La consommation est liée à la performance de l’installation de climatisation et celle-ci est très variable d’un projet à l’autre (pour pulser de l’air à 25°, on peut chauffer de l’air à 25°C, ou … on peut mélanger de l’air prétraité à 35° et de l’air à 15°C,… mais avec quel rendement énergétique !).

Le comportement thermique du bâtiment va influencer la consommation du système de conditionnement d’air.

Des programmes de simulations dynamiques

On comprend dès lors qu’une estimation précise demande une simulation informatique détaillée, avec une description détaillée des composants du bâtiment et de ses équipements, et donc un investissement « temps » non négligeable pour réaliser l’étude…

C’est l’objet des programmes TRNSYS, DOE, … proposés par des centres de recherche universitaires où par des fabricants de matériel de climatisation.

Les considérations ci-dessous ne permettent que de réaliser une première approche simplifiée de cette consommation.

Une approche par poste consommateur

L’objectif étant ici de pouvoir interpréter l’origine des consommations pour en diminuer l’ampleur, nous proposons de décomposer le coût d’exploitation du conditionnement d’air d’un bâtiment par poste.

Coût du traitement de l’air hygiénique :
- En hiver, chaque m³ d’air neuf doit être chauffé et humidifié (voir coût d’un m³ traité en hiver).
- En été, chaque m³ d’air neuf doit être refroidi et déshumidifié (voir coût d’un m³ traité en été).
L’utilisation de fichiers météo donnant heure par heure l’humidité et la température extérieure pour une année type-moyenne à Uccle et à St Hubert permet de rendre l’évaluation plus précise et plus personnalisée.
Coût des charges thermiques :
- En hiver, le chauffage doit vaincre les déperditions par les parois.
- En été, la machine frigorifique doit vaincre les apports internes (éclairage, bureautique,…) et les apports solaires.

Coût du transport des fluides (eau et air) :
- Les pompes et (surtout !) les ventilateurs génèrent une consommation non négligeable, dont le coût est amplifié par le coût de l’énergie électrique.

Réchauffage de l’air neuf

Il s’agit ici d’estimer les consommations liées au réchauffement de l’air extérieur hygiénique à la température ambiante (= air neutre sur le plan thermique) et non de calculer ici la consommation de chauffage des locaux (déperditions) éventuellement portée par l’air.

Le réchauffage de l’air neuf est fonction

du débit d’air de ventilation traité q_v[m³/h]

de la capacité thermique volumique de l’air ρ_c = 0,34 [Wh/m³K]

de la somme des écarts entre la température extérieure et la température de l’ambiance, et cela pour toutes les heures de la saison de chauffe, ce qui est repris dans la notion de « degrés-heures » de ventilation D°H_vent

D°H_vent= Σ heures _ventilationx (T°_ambiante– T°_extérieure)

Les besoins de chauffage sont alors exprimés par :

Besoins réchauffage air neuf = q_v x ρ_c x D°H_vent x f / 1 000 [kWh/an]

où,

f est un facteur de correction qui adapte la consommation au nombre de jour par semaine que l’installation fonctionne. Par exemple : 5 jours / 7

De là, il est possible de déterminer la consommation de réchauffage air neuf :

Consom. = Besoins / Rendement exploitation système de chauffe

Pour déterminer les Degrés-Heures de ventilation, il est possible,
> soit de prendre une des valeurs du tableau ci-dessous :

–		D°H à UCCLE	D°H à St HUBERT
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 20°C	89 767	116 865
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 22°C	106 596	134 038
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 20°C	32 765	44 362
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 22°C	39 499	51 368

> soit de déterminer les Degrés-Heures qui conviennent à votre situation particulière en cliquant ici sur :

Degrés-Heures de ventilation à Uccle et St Hubert.

Exemple.

Supposons une installation du Brabant dont le débit d’air hygiénique est de 10 000 [m³/h], fonctionnant 5 jours par semaine de 8h à 18h. Les besoins de chauffage de l’air neuf extérieur préchauffé en permanence à 20°C est donné par :

Besoins réchauffage air neuf = q_v x ρ_c x D°H_ventx f / 1 000
= 10 000 x 0,34 x 32 765 x (5/7) / 1 000
= 79 572 [kWh/an]

Si un rendement d’exploitation système de chauffe de 0,8 est choisi pour le couplage chaudière-batterie de chauffe, on obtient une consommation de :

Consom. = 79 572 / 0,8
= 99 465 [kWh/an]

Remarque.

Dans cette approche, le pré-chauffage de l’air à 15° au petit matin d’une journée de juin est pris en compte… alors que le chauffage est probablement arrêté !

Une autre façon d’aborder ce problème est de considérer une saison de chauffe allant du 15 septembre au 15 mai (la durée est de 242 jours).
La température moyenne extérieure est de 8°C à Uccle si l’on considère un fonctionnement de 8h à 18h. Et les besoins deviennent :

Besoins réchauffage air neuf = q_vx ρ_c x durée _saisonx (T°_consigne– T°_moy.ext. ) x f / 1 000

= 10 000 x 0,34 x 242 [j/an] x 10 [h/j] x (20° – 8°) x (5/7) / 1 000

= 70 525 kWh/an

Il y a donc lieu d’adapter ce calcul au mode de fonctionnement le plus proche de la réalité.

Humidification de l’air neuf en hiver

Si l’air neuf est humidifié en hiver, il en résulte une consommation fonction :

de la chaleur de vaporisation de l’eau r (0,694 Wh/gramme) (= chaleur de changement d’état de l’eau pour passer de l’état liquide à l’état vapeur)

du débit d’air de ventilation traité q_v[en m³/h]

de la somme des écarts entre l’humidité extérieure et l’humidité de l’ambiance (exprimé en g_eau/kg_air ), et cela pour toutes les heures de la saison de chauffe, ce qui est repris dans la notion de « Grammes-Heures » d’humidification GH_hum:

GH_hum = Σ Heures_{humidification}x (Hum_ambiante– Hum_extérieure )

La consommation nette est alors exprimée par :

Cons. nette humidification air neuf = q_vx r x GH_humx f / 1 000 [kWh/an]

où,

f est un facteur de correction qui adapte la consommation au nombre de jours par semaine que l’installation fonctionne. Par exemple : 5 jours / 7

Pour déterminer les Degrés-Heures d’humidification, il est possible :

> soit de prendre une des valeurs du tableau ci-dessous :

–		GH _hum à UCCLE	GH _hum à St HUBERT
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 20°C/50 %	13 482	18 445
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 22°C/50 %	19 818	25 461
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 20°C/50 %	5 488	7 634
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 22°C/50 %	8 155	10 505

> soit de déterminer les Grammes-Heures qui conviennent à votre situation particulière en cliquant ici sur :

Grammes-Heures d’humidification à Uccle et St-Hubert.

Exemple.

Supposons une installation du Brabant dont le débit d’air hygiénique est de 10 000 m³/h, fonctionnant 5 jours par semaine de 8h à 18h. La consommation nette liée à l’humidification de l’air neuf extérieur jusque 22°C – 50 % HR est donné par :

Cons. Nette humidification air neuf = q_vx r x GH_humx f / 1 000
= 10 000 x 0,694 x 8 155 x (5/7) / 1 000
= 40 425 [kWh/an]

Remarque : le réglage de l’humidificateur est en principe réglé plus bas que le taux réel d’humification dans l’ambiance. Par exemple, il est possible qu’il soit réglé sur une pulsion d’air à 40 % HR et que les apports en eau des occupants portent l’air à 50 %. Ou encore, que la sonde placée dans la reprise d’air demande 50 %, mais que l’humidificateur s’arrête à 40 % parce que les occupants apportent 10 %.

Refroidissement de l’air neuf en été

Il s’agit ici d’estimer les consommations liées au refroidissement de l’air extérieur hygiénique à la température ambiante (= air neutre sur le plan thermique) et non de calculer ici la consommation liée au refroidissement des locaux (perditions) éventuellement portée par l’air.
Le refroidissement de l’air neuf est fonction

de la capacité thermique volumique de l’air ρ_c (0,34 Wh/m³K)

du débit d’air de ventilation traité q_v[en m³/h]

de la somme des écarts entre la température extérieure et la température de l’ambiance, et cela pour toutes les heures de la période de refroidissement, ce qui est repris dans la notion de « degrés-heures » de ventilation D°H _vent D°H _refr= S heures _refrx (T° _ambiante– T° _extérieure )

Les besoins sont alors exprimés par :

Besoins refroidissement air neuf = qv x ρ_c x D°H_refr x f / 1 000 [kWh/an]

f est un facteur de correction qui adapte la consommation au nombre de jour par semaine que l’installation fonctionne. Par exemple : 5 jours / 7

De là, il est possible de déterminer la consommation de refroidissement air neuf :

Consom. = Besoins / Rendement exploitation système de refroidissement

Ce rendement d’exploitation du système de refroidissement correspond au coefficient d’efficacité frigorifique global de la machine frigorifique.

Pour déterminer les Degrés-Heures de refroidissement, il est possible :

> soit de prendre une des valeurs du tableau ci-dessous :

–		D°H_refr à UCCLE	D°H_refr à St HUBERT
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 22°C	464	192
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 24°C	164	34
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 22°C	403	177
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 24°C	148	33

> soit de déterminer les Degrés-Heures qui conviennent à votre situation particulière en cliquant ici sur :

Degrés-Heures de refroidissement à Uccle et St-Hubert.

Exemple.

Supposons une installation du Brabant dont le débit d’air hygiénique est de 10 000 m³/h, fonctionnant 5 jours par semaine de 8h à 18h. Les besoins énergétiques liés au refroidissement de l’air neuf extérieur refroidi en été à 22°C sont donnés par :

Besoins refroidissement air neuf = q_vx ρ_c x D°H_refrx f / 1 000
= 10 000 x 0,34 x 403 x (5/7) / 1 000
= 979 kWh/an

Si un coefficient d’efficacité frigorifique de 2,5 est choisi pour la machine frigorifique, on obtient une consommation de :

Consom. = 979 / 2,5 = 392 kWh/an

Remarque.

Rien n’empêche d’utiliser ce même logiciel d’estimation des degrés-heures de refroidissement pour calculer le coût d’un refroidissement de cet air extérieur jusqu’à une température de soufflage de 16°C par exemple, mais il ne s’agit plus alors du calcul des besoins liés à l’air hygiénique.

Déshumidification de l’air neuf en été

Si l’air neuf est déshumidifié en été, il en résulte une consommation fonction :

de la chaleur de vaporisation de l’eau r (0,694 Wh/gramme)
de la somme des écarts entre l’humidité extérieure et l’humidité de l’ambiance (exprimé en g_eau/kg_air), et cela pour toutes les heures de la saison d’été, ce qui est repris dans la notion de « Grammes-Heures » de déshumidification GH_déshum:

GH_déshum= Σ heures_{déshumidification}x (hum_extérieure– hum_ambiante)

La consommation nette est alors exprimée par :

Cons. Nette déshumidification air neuf = q_vx r x GH_déshumx f / 1 000 [kWh/an]

où,

f est un facteur de correction qui adapte la consommation au nombre de jours par semaine que l’installation fonctionne.Par exemple : 5 jours / 7

Pour déterminer les Degrés-Heures de déshumidification, il est possible :

> soit de prendre une des valeurs du tableau ci-dessous :

–		GHdéshum à UCCLE	GHdéshum à St HUBERT
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 22°C/50 %	382	192
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 24°C/50 %	146	44
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 22°C/50 %	296	163
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 24°C/50 %	121	43

> soit de déterminer les Grammes-Heures qui conviennent à votre situation particulière en cliquant ici sur :

Grammes-Heures de déshumidification à Uccle et St-Hubert.

Exemple.

Supposons une installation du Brabant dont le débit d’air hygiénique est de 10 000 [m³/h], fonctionnant 5 jours par semaine de 8h à 18h. La consommation nette liée à la déshumidification de l’air neuf extérieur jusque 22°C – 50 % HR est donné par :

Cons. Nette déshumidification air neuf = q_vx r x GH_déshumx f / 1 000
= 10 000 x 0,694 x 296 x (5/7) / 1 000
= 1 467 [kWh/an]

Bien sûr, si l’installation refroidit l’air jusqu’à 16 ou 18°C, le coût de la déshumidification sera plus élevé. Mais ce n’est pas une charge directement imputable à l’air neuf hygiénique.

Chauffage du bâtiment

Le principe du calcul

La consommation du chauffage d’un bâtiment est d’autant plus élevée :

que les déperditions par les parois sont importantes. Cette déperdition est estimée par le coefficient de transmission thermique « k » des parois et par la surface « S » des parois. C’est la somme » ΣkS » de toutes les parois, encore appelée « puissance par degré d’écart » en [W/K] qui traduira les déperditions totales.

que l’écart de température entre l’intérieur et l’extérieur est élevé et que la saison de chauffe dure longtemps : ce sont les Degrés-Jours du lieu qui traduiront le froid extérieur.

Que le système de chauffage présente un mauvais rendement d’exploitation : h_{expl chauffage}

Si bien que la formule de base d’estimation de la consommation de chauffage sera [en kWh/an] :

Consommation = ( Σ kS [W/K] x Degrés-Jours [K.j /an] x 24 [h/j] ) / ( h _{expl chauffage}x 1 000)

Exemple.

En prenant toutes les surfaces de l’enveloppe extérieure d’un bâtiment et en les multipliant par leur coefficient k respectif, supposons que l’on obtienne 3 000 [W/K]. Supposons un rendement d’exploitation moyen saisonnier de 70 %. Les Degrés-Jours normaux en base 15/15 sont de 2 100 pour la région. La consommation normalisée du bâtiment (c.-à-d. celle correspondante à une année-type moyenne) est donnée par :

Consommation = ( 3 000 [W/K] x 2 100 [K.j /an] x 24 [h/j]) / ( 0,7 x 1 000 )
= 216 000 [kWh/an]

ce qui correspond environ à 21 600 litres de fuel par an.

Un calcul plus exact par la méthode des Degrés-Jours équivalents

Cette méthode de calcul basée sur les Degrés-Jours 15/15 est beaucoup trop simplifiée. Elle correspond assez bien à la situation d’un bâtiment ancien, mal isolé et chauffé en continu. Mais pour un bâtiment récent, l’isolation est renforcée et la régulation tient compte de l’occupation discontinue. Les besoins de chauffage sont plus faibles et donc la proportion des apports « gratuits » (solaires et internes) n’est plus minoritaire.

La pratique montre que le chauffage de certains bureaux n’est enclenché que lorsque la température extérieure descend en dessous des 5°C par exemple…!

Exemple.

Supposons un bureau de 30 m², disposant en façade de 17 m² de doubles vitrages et de 13 m² de parois isolées par 6 cm de laine minérale.

Pour la température moyenne hivernale de 6°C, les déperditions sont de :

parois : (17 [m²] x 3 [W/m².K] + 13 [m²] x 0,5 [W/m².K]) x (22 – 6) = 920 [W]
ventilation : 0,34 [W/m³] x 30 [m³] x (22-6) = 163 [W]

Soit un total de 1 083 Watts.

(Remarque : les déperditions vers les autres locaux sont négligées puisque ceux-ci sont considérés à même température).

Or des apports internes faibles (2 personnes + éclairage) génèrent de l’ordre de 20 [W/m²], soit 600 Watts pour le local.

Les besoins nets ne sont plus que de 400 Watts …

Il suffit d’imaginer la présence de 2 PC à 150 Watts pour atteindre les 900 Watts d’apports internes.

Puis de remplacer le double vitrage ordinaire par du vitrage « basse émissivité » pour faire descendre les besoins de chaleur à 675 [W] : l’équilibre a basculé vers un besoin de refroidissement !

Pour peu que des apports solaires viennent s’ajouter au bilan…

Or la méthode des Degrés-Jours en base 15/15 ne tient compte que forfaitairement des apports gratuits : la température moyenne intérieure (jour-nuit-week end) est de 18°C et les apports gratuits apportent un équivalent de 3°C de chauffage.

Il faut donc intégrer plus finement l’estimation des apports gratuits sur le bâtiment. À défaut de simulation informatique détaillée, on peut utiliser la méthode des Degrés-Jours équivalents, décrite en détail dans la NIT 155 du CSTC (« Estimation des besoins nets pour le chauffage des bâtiments »).

Cette fois, apports solaires et apports internes sont minutieusement évalués… mais le calcul est fort lourd…

Une simulation limitée à un local de bureaux « type »

Afin de pouvoir apprécier l’évolution des besoins nets en fonction des paramètres choisis, nous proposons ici d’approcher la demande de chauffage en partant des résultats d’une simulation d’un local-type dont on peut modifier quelques paramètres.

Estimation des consommations d’un local-type de bureaux.

Les résultats sont spécifiques à ce bureau dont les déperditions vers les locaux voisins sont nulles (voir hypothèses de calcul au bas de la feuille Excel).

À noter que la simulation regroupe ici les besoins de chauffage et de ventilation hygiénique du local.

Refroidissement du bâtiment

En dehors des ratios globaux de consommation, il n’existe pas de méthode simple pour évaluer les consommations liées au refroidissement d’un bâtiment. Seule une simulation informatique détaillée de tous les apports de chaleur et de l’interaction de ceux-ci avec la structure du bâtiment le permettrait.

Cependant, nous proposons ici d’approcher cette consommation en partant des résultats d’une simulation d’un local-type dont on peut modifier quelques paramètres.

Estimation des consommations d’un local-type de bureaux

Les résultats sont spécifiques à ce bureau dont les déperditions vers les locaux voisins sont nulles (voir hypothèses de calcul au bas de la feuille Excel).

Cette valeur par m² ne peut être extrapolée que pour des locaux présentant des charges similaires. Pour les autres locaux présentant des charges très spécifiques, le bilan sera réalisé séparément. Par exemple, pour estimer la consommation d’un centre informatique, on peut multiplier la puissance électrique moyenne par la durée de fonctionnement. De même, pour une salle de réunion, on peut approcher les consommations à partir du taux d’occupation et de la puissance dégagée par occupant.

Une précision plus importante pourra être apportée en utilisant le programme « Opti-bureau » de la cellule de recherche « Architecture et Climat » qui sera prêt courant 2001.

Consommation électrique des ventilateurs

Plusieurs approches sont possibles :

> sur base de la puissance électrique installée des ventilateurs

Cons. transport_air[kWh/an] = Nbre jours/an x Nbre heures/jour x Puissance vent. [kW]

Exemple :

les ventilateurs de pulsion et d’extraction totalisent 700 [Watts] de puissance installée. Si elle tourne 200 [jours/an] à raison de 10 [heures/jour], la consommation sera estimée à 1 400 [kWh/an].

> sur base du ratio Wh/m³ transporté

en fonction de la qualité du ventilateur, des pertes de charge du réseau (de faibles diamètres entraînent des vitesses et des pertes de charge élevées), on aura :

Puiss. transportair [kW] = 0,4 … à … 1,1 [W/(m³/h)] x débit horaire [m³/h] / 1 000

Cons. transportair [kWh/an] = Puiss. transp. [kW] x Nbre jours/an x Nbre heures/jour

Exemple.

une installation de 1 000 m³/h entraîne une puissance moyenne de 0,7 x 1 000 = 700 [Watts]. Si elle tourne 2 000 heures par an, la consommation sera estimée à 1 400 [kWh/an].

> sur base des caractéristiques de conception du réseau

la consommation électrique du (des) ventilateur(s) s’estime par :

Cons. transport_air [kWh/an] = q_vx Δp x h / (η_vx 3 600 x 1 000)

où,

q_v= débit d’air transporté [m³/h]
Δp = pertes de charge (pulsion + extraction) [Pa]
h = durée de fonctionnement [h/an]
η_v= rendement total du système de transport de l’air (moyenne entre pulsion et extraction)

Exemple. pour une installation de 1 000 [m³/h] dont la perte de charge de dimensionnement est de 1 200 [Pa] et qui tourne 2 000 heures par an avec un rendement global de 0,65, la consommation est estimée à :

1 000 [m³/h] x 1 200 [Pa] x 2 000 [h/an] / (0,65 x 3 600 x 1 000) = 1 025 [kWh/an]

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir la couleur des parois et des plans de travail

Coefficients de réflexion recommandés

Que ce soit en éclairage direct ou indirect, il est toujours préférable de favoriser les parois de couleur claire.

Par défaut, on choisira les coefficients suivants :

Coefficients de réflexion par défaut
Plafond	0.7
Mur	0.5
Sols	0.3

Données

Pour connaitre les différents coefficients de réflexion en fonction du matériau ou de la couleur.

Influence de la couleur des différentes parois

Plafond

La couleur du plafond joue un rôle peu important sur l’éclairage artificiel direct. Son rôle devient primordial lorsqu’il s’agit de distribuer la lumière naturelle en profondeur dans le local. La valorisation maximum de cet éclairage naturel permet ainsi une diminution des consommations électriques.

En éclairage indirect, le plafond sert de diffuseur de la lumière. Il doit toujours avoir le coefficient de réflexion le plus élevé.

Dans tous les cas, un facteur de réflexion trop faible peut provoquer un trop grand contraste entre le plafond et les luminaires, d’où risque d’éblouissement.
Dans les bâtiments de soin, il doit de plus être mat pour éviter les taches lumineuses trop intenses qui risquent d’éblouir le patient couché.

Plafond très foncé.

Murs

La couleur des murs aura un rôle, au niveau de l’éclairement, d’autant plus important que les luminaires utilisés ont une distribution extensive.

Sol

Le plancher est rarement complètement libre et dégagé. Le mobilier représente souvent une surface importante. La couleur du sol aura donc peu d’influence sur la qualité de l’éclairage artificiel.

Couleur du plan de travail

La clarté des tables de travail constitue un élément favorable au confort visuel. La réduction du contraste entre le support papier et la table diminue les efforts d’accommodation de l’œil à chacun de ses déplacements.

De plus, il est conseillé d’utiliser des revêtements mats pour les parois du local et surtout pour les tables de travail pour limiter les luminances excessives et les risques d’éblouissement.

« Autour des baies vitrées »

Pour éviter l’éblouissement, il est souvent nécessaire de réduire la luminance des baies vitrées, excessive par rapport à celle de la tâche visuelle, en adoptant des systèmes appropriés.

Il existe plusieurs moyens pour diminuer cet éblouissement

préférer une grande fenêtre, moins éblouissante que plusieurs petites,
diminuer le contraste mur-huisserie grâce à un cadre clair,
voiler le ciel par une protection solaire ou un rideau,
diminuer le contraste mur-fenêtre en éclairant le mur contenant la fenêtre,
diminuer le contraste mur-fenêtre en augmentant la part indirecte de l’éclairage naturel (local très clair),
voiler en partie le ciel en assombrissant la fenêtre par un élément déflecteur,
voiler en partie le ciel en disposant à l’extérieur des éléments moins lumineux que le ciel (atrium, cour intérieure).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir les ordinateurs

Les écrans

La taille de l’écran sera choisie pour son ergonomie. Cependant, il ne faut pas perdre de vue lors du choix que la consommation de l’écran augmente avec sa taille. Il s’agit donc de bien définir ses besoins.

Les écrans énergétiquement performants doivent répondre au label « Energy Star » mais aussi aux recommandations suédoises « NUTEK-TCO » plus sévères encore et qui imposent aussi des temps de redémarrage après mise en veille :

En activité
La puissance doit rester inférieure à une valeur donnée dans la formule suivante : Y = 23 W (si le nombre de pixels X est inférieur à 1 Méga pixel) et Y = 28X (si le nombre de pixels X est supérieur à 1 Méga pixel).
En veille
Consommation < 2 W (2006).
Après une période d’inactivité comprise entre 1 et 30 minutes.
Temps de reprise pour les tubes CRT de l’ordre de 2 à 10 secondes; pour les écrans TFT, il est quasi immédiat.
Clignotement orange/vert du témoin du moniteur.
Désactivé
Consommation < 1 W (2006); seul le processeur est encore alimenté.
Après une période d’inactivité comprise entre 1 et 30 minutes.
Temps de reprise : identique à un démarrage à froid : 15 à 25 secondes suivant la qualité des écrans (la différence entre le mode veille et le mode désactivé est dans la gestion du circuit THT (Très Haute Tension) du tube. Dans le premier mode le chauffage du tube (du canon à électron) n’est pas totalement stoppé. Dans le 2^ème cas le tube est arrêté, seules les configurations sont mémorisées. Il faut donc à nouveau préchauffer le tube).
Témoin orange du moniteur.

Exemple.

L’exemple suivant est significatif de ce que peut rapporter la mise en veille d’un écran de 21 pouces. Il représente des mesures effectuées dans un immeuble de bureaux durant une semaine de travail, pour un écran ne possédant pas de mode veille et pour un écran en possédant un.

On peut estimer à 500 kWh l’économie annuelle réalisée grâce à la mise en veille de l’écran.

Pour accéder à ces caractéristiques, il faut :

Un écran compatible,
une carte graphique compatible,
un logiciel de commande (compris d’office dans Windows 2000, XP et versions futures).

Ces éléments sont repris sous la dénomination « VESA-DPMS », qui est le standard de gestion du mode veille des écrans.

Attention ! Il ne faut pas confondre l’économiseur d’énergie
avec l’économiseur d’écran !

Il est aussi possible d’éteindre son écran lorsqu’on ne l’utilise pas pendant un moment. Remarquons que dans ce cas la puissance absorbée de l’écran est très faible mais différente de 0 W. Une solution pour supprimer cette consommation résiduelle est de déconnecter l’écran du réseau électrique en débranchant physiquement la prise.

Un label, oui, mais ….

Le label « Energy Star » ne garantit pas d’office le comportement économe d’un ordinateur.

En effet, son application implique une configuration de la machine via le menu de Windows, configuration qui est souvent négligée par l’utilisateur, ou carrément mise hors service.

Dans ce cas, une machine possédant un label « Energy Star » ne consommera pas moins qu’un matériel équivalent sans label.

Activer la mise en veille de l’écran dans Windows 2000 ou XP

Les descriptifs présentés ci-après peuvent varier en fonction du type d’ordinateur ou de la version de Windows que l’on possède. La philosophie générale reste cependant la même.

Dans Windows 2000 ou XP (successeur de windows NT), le menu de mise en veille de l’écran est accessible via l’icône « Poste de travail », puis « Panneau de configuration », puis « Affichage », puis « Ecran de veille », puis « Gestion de l’alimentation ».

Il faut essayer plusieurs valeurs pour trouver celles qui conviennent à chaque utilisateur. Il est déconseillé d’activer un écran de veille (économiseur d’écran) lorsque l’on utilise les fonctions « Energy star » car cette fonction risque de perturber le sommeil de l’écran en le réveillant prématurément.

Influence de la mise en veille sur la durée de vie des équipements

Deux phénomènes vont influencer la durée de vie des écrans :

Plus les éléments (mécaniques, tube cathodique) sont utilisés, plus ils chauffent et plus leur durée de vie est courte. On a donc tout intérêt à mettre les écrans en veille le plus souvent possible.

La durée de vie des écrans est surtout fonction de la durée de vie de leur tube cathodique. Cette dernière dépend du nombre d’allumages. En mode « veille », le tube cathodique reste sous tension. Il n’est donc pas éteint et sa durée de vie n’en est pas affectée. Par contre, en mode « désactivé », le tube cathodique est déconnecté, ce qui correspond à un cycle d’allumage.
Cependant, ce point a surtout été soulevé suite aux conditions anciennes de fabrication des filaments du tube cathodique dont la relative fragilité en a longtemps fait un point faible.

En outre, les contacts établis avec les constructeurs démontrèrent que, suite à l’évolution technologique des équipements, y compris dans le cas des moniteurs, on constate un accroissement très important et continu du MTBF (« Mean Time Between Failure »). Et à l’heure actuelle, la durée de vie réellement « utile » est largement inférieure au MTBF.
On peut donc conclure qu’il n’y a pas d’influence négative de la mise en veille sur la durée de vie « utile ».
On peut recommander les temps d’attente suivant :

Mise en veille : entre 2 et 5 minutes.
Désactivation : entre 30 minutes et 1 heure.

Les écrans à cristaux liquides

La consommation et la taille des écrans est principalement due à la technologie du tube cathodique. Les ordinateurs portables sont, quant à eux, équipés d’écran à cristaux liquides. Ceux-ci sont caractérisés par un encombrement minimum (épaisseur de l’ordre de 1 cm) et une consommation minime. A moyen terme (certains inconvénients étant corrigés : prix élevé, …), ce type d’écran devrait équiper tous les PC’s, diminuant ainsi drastiquement leur consommation.

La comparaison entre un écran CRT et un écran TFT est sans équivoque.

(LCD : Liquid Cristal Device (cristaux liquides); CRT : Cathode Ray Tube (tube cathodique)).

Ces dernières années l’écran à cristaux liquides est devenu de plus en plus compétitif. La vision latérale est maintenant excellente. Différentes tailles d’écran sont disponibles. Le prix reste élevé (de l’ordre du double du prix d’un CRT en 2005). Les bénéfices conjugués en termes d’ergonomie, de confort, de diminution de consommations, de diminution des rejets thermiques en mode « use » le rende particulièrement attractif.

En terme de prix, pour un écran 17″ par exemple, on avoisine :

Les 100 € en moyenne pour un écran CRT (Cathodic Ray Tub).
Les 260 € en moyenne pour un écran LCD (Liquid Crystal Display).

Pour plus de détail sur les puissances mises en jeu au niveau des écrans, cliquez ici !

Les « micro » ordinateurs classiques proprement dits

Mode « veille » (Standby)

La mise en veille des ordinateurs est plus délicate.
Il faut veiller à ce que la trilogie ci-dessous soit certifiée ACPI (Advanced Configuration and Power Management), et donc, entre autres, compatible avec une gestion des consommations des ordinateurs.

Bios (set-up) qui apporte la possibilité de mise en veille.

Système d’exploitation (Windows, …) qui arbitre les besoins entre les applications et les économies d’énergie : il doit veiller aux appels du Bios pour une modification d’état, mais aussi vérifier que toute action d’économie d’énergie ne perturbe pas les programmes en cours.

Applications (logiciels et pilotes de périphérique) qui fournissent les informations pertinentes concernant leurs besoins et les activités en cours.

Ce standard de gestion énergétique est supporté par Windows (2000, XP, …). Celui-ci intègre la gestion du hardware, des applications et des périphériques tels que lecteurs CD-roms, cartes réseau, disques durs, imprimantes, modem, … Inversement, une action sur certains de ces périphériques (carte réseaux, modem et aussi clavier) peut activer automatiquement les PC’s.
Il existe plusieurs niveaux de mise en veille de l’ordinateur correspondant à plusieurs consommations « résiduelles ». En mode « veille prolongée » (consommation « résiduelle » la plus faible), l’ensemble d’un PC ne consomme plus que quelques W.

Le temps de réactivation est instantané. Le retour au fonctionnement normal dépend des caractéristiques propres du disque dur. Cela peut aller de 3 à 10 secondes (sauf pour le mode « veille prolongée »). Pendant le temps de relance complète du disque, il est généralement possible de continuer à taper du texte.

Néanmoins, la mise en veille peut ralentir et perturber le bon déroulement de certaines opérations (Back up, grosses impressions, …). L’utilisateur doit penser à désactiver la mise en veille lorsque ces opérations sont exécutées mais qu’il n’y a personne à l’ordinateur (pas d’utilsation de souris, clavier, etc.)

Il semble également que la compatibilité software-hardware ne soit pas encore tout à fait parfaite.

Ceci étant nous suggérons cependant de procéder à l’activation du mode « ENERGY STAR » (ou de vérifier que ce mode y est effectivement activé) de tout micro-ordinateur ou périphérique ainsi que des équipements partagés (copieur, imprimante, télécopieur,. ) et, en cas de nouvel achat, d’insister auprès des vendeurs pour qu’ils vous en fassent la démonstration.

En outre, il convient d’être prudent en ce qui concerne les UC ou stations en réseau dès lors qu’elles font appel à des ressources partagées (serveur, disque dur partagé, …) et de n’agir qu’en conformité avec les exigences de l’Ingénieur Système.

Pour plus de détail sur les puissances mises en jeu au niveau des ordinateurs, cliquez ici !

Activer la mise en veille de l’ordinateur

Dans windows 2000, la mise en veille des unités centrales est accessible de la même façon que celle des écrans.

Le mode « mise en veille prolongée » est accessible à partir du menu « propriétés d’option d’alimentation ».

Les nouveaux processeurs

Les processeurs étant de plus en plus puissants et rapides, il en va de même de leur consommation. La fréquence est telle qu’il devient difficile de dissiper la chaleur; ce qui amènera les fabricants à adopter la technologie « double-cœurs » (dual-core) qui va permettre, sans augmenter la puissance mais avec des processeurs distincts, d’améliorer sensiblement les performances des ordinateurs.

Et les portables

Les ordinateurs portables sont de plus en plus utilisés dans les institutions, leur prix ayant fortement diminué ces dernières années. Bien que toujours moins puissants à prix égal que les pc « classiques », ils constituent néanmoins une bonne alternative pour un travail de bureau traditionnel. (Ils ne sont en effet pas aussi confortables à utiliser pour des travaux spécifiques de type graphiques que les pc traditionnels, ceci étant dû à leur petits écrans LCD (15’’ à 17’’)). Un autre intérêt est la possibilité de déplacement offerte aux utilisateurs de portables, et ce grâce aux réseaux internes d’entreprise sans-fil (Wireless-Lan), de plus en plus utilisés à l’heure actuelle.

Leur consommation est également nettement inférieure, comme le montre l’exemple ci-après avec un pc récent économe en énergie (Intel Centrino) :

État du portable	Puissance [W]
Éteint	5,7
En veille	5,7
En marche	23

En mode « éteint »

Il est intéressant de constater la puissance dissipée de 5,7W du portable complètement éteint. Celle-ci est dissipée par le transformateur attaché au portable (1.2W), mais surtout par la batterie, même complètement chargée ! (4.5 W). D’où l’intérêt de complètement débrancher la prise du mur lorsqu’on n’utilise plus le portable.

Faut-il laisser la batterie dans le portable si on utilise le secteur ?

En effet, cela permettrait de gagner + 5 W. De plus, cela ne comporte aucun risque quand à l’usure éventuelle de la batterie. En effet, les batteries modernes (Li-Ion), doivent toujours garder 5 % d’énergie pour garder une bonne durée de vie. Il suffit donc de les enlever partiellement chargées lorsqu’on ne les utilise pas, de les stocker et de les recharger environ une fois par mois si on ne les a plus utilisés pendant cette période (car elles se déchargent alors automatiquement).

Rajoutons que ces batteries ne subissent pas le célèbre « effet mémoire » qu’on trouvait sur les anciennes batteries Ni-Cd, et qu’elles ont une durée de vie de + 3 ans dans des conditions normales d’utilisation.

En mode « marche »

Les valeurs de la puissance dissipée varient lorsque le portable est utilisé avec une ou plusieurs applications basiques du type traitement de texte (bureautiques) à la puissance maximale consommée lors de l’exécution d’une application très gourmande en ressources (logiciel de compression de fichiers + lecture DVD). Rajoutons qu’un « micro » ordinateur est utilisé à 99 % du temps pour des applications peu gourmandes en énergie.

Ci-dessous un graphe montrant les répartitions de consommation au sein d’un pc portable moderne. On remarque que la partie la plus gourmande en énergie est l’unité centrale (processeur+chipset) sur la carte mère, suivie de l’écran.

Avoir beaucoup de mémoire RAM (min.512 MB) permet de limiter les accès disques et donc de limiter la consommation électrique. (l’utilisation de la RAM consomme près de 10 fois moins que des accès au disque dur).

Les portables bénéficient de la plus grande attention au niveau énergétique de la part des constructeurs, et cela de par le fait qu’ils essaient de donner la plus grande autonomie à ces machines. Les batteries toujours plus efficaces, et surtout les composants informatiques économes en énergie (les futurs processeurs tourneront à du 1V contre 3.3V actuellement,…).